anÁlise do efeito de estratificaÇÃo na … · multizonas em motores de combustÃo interna...
TRANSCRIPT
Rafael Becker Meier
ANÁLISE DO EFEITO DE ESTRATIFICAÇÃO NA
AUTOIGNIÇÃO CONTROLADA UTILIZANDO MODELO
MULTIZONAS EM MOTORES DE COMBUSTÃO INTERNA
Dissertação submetida ao Programa de
Pós Graduação em Engenharia Mecânica
da Universidade Federal de Santa
Catarina para a obtenção do Grau de
Mestre em Engenharia Mecânica.
Orientador:Prof. Amir Antônio Martins
de Oliveira Júnior, Ph.D.
Florianópolis
2016
Ficha de identificação da obra elaborada pelo autor através do Programa
de Geração Automática da Biblioteca Universitária da UFSC.
Becker Meier, Rafael
ANÁLISE DO EFEITO DE ESTRATIFICAÇÃO NA AUTOIGNIÇÃO
CONTROLADA UTILIZANDO MODELO MULTIZONAS EM MOTORES DE
COMBUSTÃO INTERNA / Rafael Becker Meier; orientador, Amir Antônio Martins de Oliveira Júnior - Florianópolis, SC, 2016. 111 p.
Dissertação (mestrado) - Universidade Federal de Santa Catarina, Centro Tecnológico. Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica.
Inclui referências
1. Engenharia Mecânica. 2. Estratificação térmica, modelo multizonas, Homogeneus
Charge Compression Ignition (HCCI). I. Antônio Martins de Oliveira Júnior, Amir. II. Universidade Federal de Santa Catarina.
Programa de Pós Graduação em Engenharia Mecânica. III. Título.
Rafael Becker Meier
ANÁLISE DO EFEITO DE ESTRATIFICAÇÃO NA
AUTOIGNIÇÃO CONTROLADA UTILIZANDO MODELO
MULTIZONAS EM MOTORES DE COMBUSTÃO INTERNA
Esta Dissertação foi julgada adequada para obtenção do Título de Mestre
em Engenharia Mecânica, e aprovada em sua forma final pelo Programa
de Pós Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal de
Santa Catarina.
Florianópolis, SC, 18 de abril de 2016.
________________________
Prof. Armando Albertazzi Gonçalves Jr, Dr.
Universidade Federal de Santa Catarina
Coordenador do Curso
Banca Examinadora:
________________________
Prof. Amir Antônio Martins de Oliveira Júnior, Ph.D.
Universidade Federal de Santa Catarina
Orientador
________________________
Prof. Leonardo Paes Rangel, Ph.D.
Engineering Simulation and Scientific Software - ESSS
________________________
Prof. Mario Eduardo Santos Martins, Ph.D.
Universidade Federal de Santa Maria
________________________
Prof. Rafael de Camargo Catapan, Dr. Eng.
Universidade Federal de Santa Catarina
Dedico esse trabalho as pessoas que possibilitaram
todo meu crescimento como ser humano, Cláudio Eduardo Meier e Lenise Becker Meier
AGRADECIMENTOS
Agradeço aos meus pais, Cláudio Eduardo Meier e Lenise Becker
Meier por me darem todas as oportunidades de escolhas que eu gostaria
de tomar na minha vida, além de me darem toda a estrutura ética que um
ser humano deve ter. Também quero agradecer a eles pelo estímulo que
deram desde pequeno à educação e a sua priorização durante a vida.
Espero que eu tenha capacidade de fazer o que eles já fizeram.
Agradeço a minha namorada, Amanda Dal Piva Gresele por todo
seu jeito de ser, companheirismo e atenção amorosa. Além disso, ressalvo
sua paciência com minhas discussões infundadas com ela sobre evolução
de taxas de reações em motores de combustão interna.
Agradeço ao Professor Amir pelas matérias lecionadas e
orientação. Pessoalmente enfatizo que é excelente pessoa o que torna o
trabalho realmente agradável e estimulante. Como professor, pela
facilidade com que transmite as doutrinas físicas e por último, e com
grande grau de marcação, por trazer a tona e clarear a base dos
fundamentos físicos dando limite a qualquer divagação minha sobre
hipóteses do trabalho.
E por fim, agradeço aos professores da pós-graduação em
ciências térmicas da UFSC pois trouxeram uma quantidade de
conhecimento inestimável mudando completamente a minha forma de
pensar e como enxergar o mundo.
“Everythng should be made as simple as possible, but not
simpler.”
ALBERT EINSTEIN
RESUMO
Esse trabalho tem por objetivo analisar, via simulação numérica, o efeito
de variações na temperatura da mistura no desenvolvimento da pressão
na câmara de combustão e na tendência para detonação em motores
operando em modo HCCI (Homogeneus Charge Compression Ignition).
Em motores a combustão interna em geral, a carga ar-combustível após
compressão no cilindro é afetada pela existência de camadas limites
próximas às paredes da câmara de combustão, originando gradientes de
temperatura na direção normal às paredes, os quais afetam a ignição e
propagação da combustão. Nesse trabalho, para simular a estratificação
térmica observada em motores, gradientes de temperatura foram impostos
às zonas de reação do modelo multizonas e utilizados como variável
independente. Contrário aos trabalhos publicados na literatura, a energia
total contida na mistura ar-combustível foi mantida constante, de forma a
isolar o efeito da estratificação térmica daqueles oriundos do aquecimento
adicional da mistura ar-combustível, uma estratégia comumente utilizada
para o controle de combustão em misturas pobres e condições de carga
elevada. Para isso, a massa distribuída às diferentes zonas é determinada
de forma a manter a energia térmica da mistura constante em todas as
simulações. Simulou-se condições de operação com mistura pobre, iso-
octano foi utilizado para representar o combustível, utilizou-se um
mecanismo reduzido de cinética química e aplicou-se o método
multizonas conforme disponível no pacote computacional ChemKin®.
Os resultados obtidos foram comparados com aqueles reportados na
literatura. Verificou-se que o controle energético dentro do sistema tem o
efeito sobre os momentos de ignições térmicas, e dessa forma consegue-
se diminuir as taxa com que a pressão aumenta. Porém, ficou evidente
que em termos práticos, onde há o aumento da rotação existe o aumento
da sensibilidade do motor à alteração da carga térmica, a característica do
motor nos processos de expansão e compressão, além de cinética química
devem se adaptar, ou mais precisamente, se sincronizar com a alteração
da rotação para que não haja uma alta taxa líquida de calor liberado. Além
disso, foi testado o uso de EGR como um recurso para controle da
combustão. Dessa forma, foi mostrado que com a sua utilização foi
possível elevar o potencial térmico do motor.
Palavras-chave: Homogeneus Charge Compression Ignition.
Estratificação Energética. Espessura Térmica.
ABSTRACT
The work aims to analyze through numerical simulations on idealized
conditions the operating capacity of the HCCI engine combustion process
(Homogeneus Charge Compression Ignition), under high equivalence
ratios with use a reduced kinetic mechanism of iso-octane as fuel. The
result aims to achieve the conditions for the existence of the stable
operation of the combustion at high loads with the engine always
operating on the same thermodynamic potential. With this, all the work is
based on the maintenance of the initial energy provided for in the first
case validated by the literature. The control of the pressure increase rate
is the parameter of most interest to be analyzed, but the changes made for
this purpose modify the behavior of combustion. The main issue
addressed is the inhomogeneity of the temperature within the system. This
property inherent to the engine enables control over the thermal ignitions
and as a consequence temperature width is created that serves as the main
responsible for the delay of the ignition between adjacent volumes and
deflagration speed of ignitions. With use of simulation module of
software ChemKin® HCCI combustion processes multi zone,
temperatures gradients were imposed as an independent variable to the
reaction system of the engine and thereby determine mass distributions as
a dependent variable in order to maintain a constant energy. Thus was set
the parameter space of energy stratification for the reactive system. The
results obtained through the established methodology were compared
with the literature. It was found that the energy control in the system has
the effect on ignition delay time and thus achieves decreasing the rate at
which the pressure increases. However it was evident that in practice
terms, where with an increase of engine speed the sensitivity at relation
at thermal charge change is incresed and then, the characteristics of the
engines in the expansion and compression processes as well as chemical
kinetics must adapt, or more precisely, to synchronize with changing the
rotation speed so that no there is a high net rate of heat released.
Furthermore, the use of EGR is shown very efficient in the control of
reaction rates increasing the thermal potential of engine.
Keywords: Homogeneus Charge Compression Ignition. Energy
Stratification. Temperature Width.
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 1.1 - Comparação entre os processos de combustão. ................. 30 Figura 2.1 - Diagrama mostrando as regiões onde ocorrem os tipos de
combustão SI, CI, LTC e HCCI. ........................................................... 34 Figura 2.2 - Resultados experimentais da pressão medida no cilindro
comparados com simulações realizadas no software Chemkin. (a) Curvas
de pressão transientes medidas no experimento e previstas no ChemKin
.(b) Valores máximos de PRR obtidos nos experimentos e das simulações
com ChemKin. Motor operando em 1200 rpm, CA50=TDC e utilizando
iso-octano. ............................................................................................. 36 Figura 2.3 - Imagens de quimiluminescência da ignição em um motor
HCCI operando com grande quantidade de gases residuais. (a) Imagem
tomada do topo da câmara. (b) Imagem tomada na lateral da câmara.
Combustível: iso-octano, 1200 rpm, 38,0 , CA50=368°. Os números
ao lado direito inferior das figuras representam a intensidade luminosa
para captura da imagem pela câmera usada no trabalho. ...................... 38 Figura 2.4 - Relações entre espessura térmica e temperatura média. .... 40 Figura 2.5 - Atraso da combustão. Modelo numérico comparado com
modelo experimental. Iso-octano, 1200 rpm, 38,0 , TW=20K. ....... 41
Figura 2.6 - Comparação entre os dois exemplos de técnicas de
implementação de EGR interno. As siglas representam: EVO (Exhaust
Valve Opened), EVC (Exhaust Valve Closed), IVO (Intake Valve
Opened), IVC (Intake Valve Closed) e CAD (Crank Angle Degree). ...................................................................................... 43 Figura 2.7 - Espectro de frequência para amplitude da pressão. ........... 45 Figura 2.8 - Espectro de frequência para amplitude de vibração do bloco
do motor. Lado esquerdo, espectro de frequência para detonação em SI.
Lado direito, espectro de frequência para HCCI. .................................. 46 Figura 2.9 - Taxa de compressão crítica para a auto ignição de
hidrocarbonetos. .................................................................................... 48 Figura 2.10 - Medição de pressão durante a ignição em máquina de
compressão rápida de uma mistura de iso-octano/ar, com razão de
equivalência combustível/ar de 0,4, pressão de 4,16 MPa e temperatura
de 827 K, realizado em uma máquina de compressão rápida. ............... 50 Figura 2.11 - Curva de atraso de ignição versus inverso da temperatura
medida (pontos) e prevista (linhas) para a oxidação de (a) iso-octano com
ar em tubo de choque (medições de Fieweger, Blumenthal e Adomeit,
1994, 1997), na composição estequiométrica, para diferentes pressões
(CURRAN et al., 2002) e (b) n-heptano com ar medido em tubo de
choque (altas pressões) (CIEZKI e ADOMEIT, 1993) e máquina de
compressão rápida (baixas pressões) (MINETTI et al., 1995) na
composição estequiométrica, para diferentes pressões (LIU et al., 2004).
.............................................................................................................. 52 Figura 2.12 - Medição de pressão durante a ignição em máquina de
compressão rápida de uma mistura de n-heptano/ar, com razão de
equivalência combustível/ar de 1, pressão de 10,4 bar e temperatura de
689 K, realizado em uma máquina de compressão rápida. ................... 53 Figura 2.13 - Calor liberado da combustão de um motor HCCI operando
com n-heptano. ...................................................................................... 54 Figura 2.14 - Curvas de pressão e calor liberado para combustíveis com
diferentes RON’s para mesma razão de equivalência. ......................... 55 Figura 2.15 - Duração da combustão do segundo estágio de ignição (
) em relação ao graus do virabrequim (CA) vs. razão de
equivalência. ......................................................................................... 56 Figura 2.16 - (a) HRR, (b) Temperatura, (c) Pressão e (d) PRR. Linha
vermelha indica correlação randômica de distribuição da mistura
ar/combustível. Linha azul representa correlação negativa entre
estratificação da mistura ar/combustível com a estratificação térmica.
Linha preta mostra mistura homogênea em toda a região. Linha tracejada
mostra o motor operando como compressor. ........................................ 62 Figura 3.1 - Estratificação térmica e mássica. ....................................... 65 Figura 3.2 - Exemplos de distribuição de massa e temperatura para
GPEM. .................................................................................................. 67 Figura 3.3 - Exemplos de distribuição de massa e temperatura para
GNEM. .................................................................................................. 68 Figura 3.4 - Variação da espessura térmica TW com a rotação do motor.
.............................................................................................................. 70 Figura 3.5 - Taxa de liberação de calor contínua vs. ângulo do
virabrequim. Comportamento do HRR com a configuração do sistema.
.............................................................................................................. 72 Figura 3.6 - Taxa de liberação de calor do modelo multi zonas. Revela a
discretização e sequência da combustão nas zonas para um resultado
ilustrativo. ............................................................................................. 73 Figura 3.7 - Variação da pressão e os pontos onde são definidos os
máximos PRR. É mostrado na Figura a identificação dos números das
zonas. .................................................................................................... 74 Figura 4.1 - Modelo de curva de pressão para (a) trabalho com mecanismo
cinético detalhado e (b) para mecanismo reduzido para iso-octano. (a)
Compara o resultado experimental do motor com razão de compressão de
endBD2
17,6 e 38,0 , com modelo numérico adiabático de razão de
compressão de 15,9 e 367,0 . (b) Emula o resultado numérico para
mecanismo de cinética química reduzida. Temperatura central de 398 K,
espessura térmica de 20 K à 1200 rpm com , CA50=368°. A
temperatura termodinâmica do sistema em BDC, é 376,43 K. ............. 78 Figura 4.2 -Gradiente de temperatura no BDC para o caso validado em
Sjöberg, Dec e Cernansky (2005). O número de cada zona é identificado
na Figura................................................................................................ 79 Figura 4.3 - Resultado do histórico de temperatura para curva de pressão
validada. Evolução da temperatura do modelo multizona para cada zona.
............................................................................................................... 80 Figura 4.4 - Comparação entre curvas de pressão. Ambas as curvas com
TW=20K e 1200 rpm, variando com 244,0 e CA50=TDC e
367.0 CA50=368°. ......................................................................... 81
Figura 4.5 - Distribuição da Energia vs. Massa Acumulada. Uso do
GPEM mínimo como possibilidade de usar o maior potencial de
homogeneidade do sistema. ................................................................... 82
Figura 4.6 - PDF da energia parcial à partir das variações da mT . ...... 83
Figura 4.7 - Variação da pressão sobre diferentes temperaturas da região
central, TW=20K. .................................................................................. 84 Figura 4.8 - Início da combustão vs. Duração da Combustão, TW=20K.
............................................................................................................... 85 Figura 4.9 - Pressão vs. CA. Efeito do aumento de espessura térmica
relatado em Sjöberg, Dec e Cernansky (2005). .................................... 86 Figura 4.10 - Efeito da espessura térmica sobre a pressão com GPEM. 87 Figura 4.11 - Comparação entre os modelos de estratificação térmica e
mássica e comparação ente estratificações positivas e negativas. ......... 88 Figura 4.12 - Desvio padrão para gradiente negativo de estratificação
mássica com TW=20K .......................................................................... 89 Figura 4.13 - Início da combustão vs. Duração da Combustão com
TW=20K. .............................................................................................. 90 Figura 4.14 – Curvas de pressão para comparação entre desvio padrão
máximo e mínimo para gradiente negativo de estratificação mássica. .. 91 Figura 4.15 - Variação do PRR máximo vs. Temperatura inicial com TW
constante. Resulta em alteração do ................................................. 92
Figura 4.16 - Variação do PRR máximo vs. TW com a temperatura
inicial constante. Resulta em alteração do Tm ....................................... 93
367,0
mT
Figura 4.17 - Desvio padrão vs. temperatura média. Mostra a relação
fundamental entre o DP e o PPR e comportamento inverso das curvas de
GP e GN. ............................................................................................... 94 Figura 4.18 - Efeito da espessura térmica e temperatura média sobre o
PRR em GNEM. ................................................................................... 95 Figura 4.19 - Efeito da espessura térmica e temperatura média sobre a
duração da combustão em GNEM. ....................................................... 96 Figura 4.20 - Efeito da espessura térmica e temperatura média sobre o
desvio padrão em GNEM ...................................................................... 97
Figura 4.21 - PRR para manter RI em 5 com variação de
rotação. Condições de 367,0 e CA50=368°. Figura adaptada do
mecanismo do iso-octano de LLNL para o mecanismo reduzido de Xin,
Law e Lu (2009). ................................................................................... 99
Figura 4.22 - Espessura térmica requerida para manter RI em 5
com variação de rotação. Condições de 367,0 e CA50=368°. Figura
adaptada do mecanismo do iso-octano de LLNL para o mecanismo
reduzido de Xin, Law e Lu (2009). ....................................................... 99 Figura 4.23 - Energia necessária para manter o sistema operando abaixo
do RI limite em condições de 367,0 e CA50=368°. .................... 100
Figura 4.24 - Mudança na estratificação mássica para gradiente negativo
considerando todas as outras propriedades constantes. ....................... 101 Figura 4.25 - Mudança na estratificação mássica para gradiente positivo
considerando todas as outras propriedades constantes. ....................... 102 Figura 4.26 - Temperaturas Máximas Limites vs. rotação para .......... 103 Figura 4.27 - CA50 vs. rotação. Deslocamento do CA50 com aumento da
temperatura média do sistema e rotação. ............................................ 104 Figura 4.28 - Estratificação mássica vs. temperaturas médias limites.
Ponto acima do eixo zero horizontal representa GP e abaixo GN. ..... 104 Figura 4.29 - Pressão vs. ângulo do virabrequim. Comparação entre o
deslocamento da curva de pressão devido a velocidade das reações. . 106 Figura 4.30 - HRR vs. ângulo do virabrequim. Utilização de GNEM com
Tm=371,27K TW=20K e rotação de 1200 rpm para 42,0 ............ 107
Figura 4.31 - HRR vs. ângulo do virabrequim. Utilização de GNEM com
Tm=397,19 K, TW=16 K e rotação de 3600 rpm para 42,0 . ........ 107
Figura 4.32 - Pressão vs. ângulo do virabrequim para 3600 rpm.
Comparação entre uma diferença 1,5 K na temperatura sob altas rotações.
............................................................................................................ 108 Figura 4.33 - Efeito da adição de EGR sobre a pressão. Condições de
GPEM com temperatura central de 408 K, TW=50 K e
367,0 .... 109
2/ mMW
2/ mMW
Figura 4.34 - Temperatura máxima vs. EGR. Motor operando com
aumento progressivo da fração de EGR à 1200 rpm com TW=20 K e
temperatura da zona central de 403,5 K. ............................................. 110 Figura 4.35 - RI e CA50 vs. EGR. Motor operando com aumento
progressivo da fração de EGR à 1200 rpm com TW=20 K e temperatura
da zona central de 403,5 K. ................................................................. 110 Figura 4.36 - Temperaturas Máximas Limites vs. rotação para .......... 111
LISTA DE TABELAS
Tabela 4.1 - Especificações do motor ................................................... 77
LISTA DE ABREVIAÇÕES
CA Crank Angle
CAD Crank Angle Degree
CA50 Ângulo do virabrequim onde 50% do calor é liberado
CFD Computational Fluid Dynamics
BD Burn Duration
BDC Bottom Dead Center
CI Compression Ignition
DNS Direct Numerical Simulation
DP Desvio Padrão da Distribuição de Energia
EGR Exhaust Gas Recirculation
EM Estratificação Mássica
EVO Exhaust Valve Opened
GN Gradiente Negativo
GNEM Gradiente Negativo de Estratificação Mássica
GP Gradiente Positivo
GPEM Gradiente Positivo de Estratificação Mássica
HCCI Homogeneous Charge Compression Ignition
HRR Heat Rate Release
HTHR High Temperature Heat Release
IDT Ignition Delay Time
IVC Intake Valve Closed IVO Intake Valve Opened
LTC Low Temperature Combustion
LTHR Low Temperature Heat Release
NTC Negative Temperature Coefficient
NVO Negative Valve Overlap PDF Probability Density Function
PRR Pressure Rise Rate
RCM Rapid Compression Machine
RI Ringing Intensity
RPM Rotações Por Minuto
RON Research Octane Number
SACI Spark-Assited HCCI
SI Spark Ignition ST Shock Tube
TDC Top Dead Center
TW Temperature Width
UHC Unburned HydroCarbon
LISTA DE SÍMBOLOS
Símbolos Romanos
iA Área de troca de calor da zona i
B Diâmetro do pistão
c Velocidade do som
pc Calor específico à pressão constante
ch Coeficiente de troca de calor de Woschini
i
wh Coeficiente de troca de calor por convecção da zona i
i Número da zona
k Número da espécie química
im Massa contida na zona
P Pressão do sistema
R Constante universal dos gases ideais
t Tempo iT Temperatura da zona
mT Temperatura média das zonas
T Temperatura termodinâmica
i
kY Fração mássica da espécie k na zona i
iV Volume da zona
kW Massa molar da espécie k
W Velocidade média do pistão
Símbolos Gregos
Fator de escala referente ao tipo de motor
Razão entre calores específicos
P Amplitude da variação da pressão de uma onda sonora
Ângulo do Virabrequim i Densidade da zona
i
i
i
i
Razão de equivalência
Fração molar
i
k Produção molar da espécie k e zona i
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ...................................................................... 29
1.1 OBJETIVOS ............................................................................ 31
1.2 ORGANIZAÇÃO DO TEXTO ............................................... 32
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................. 33
2.1 COMBUSTÃO EM HCCI ....................................................... 33
2.1.1 Taxa de aumento da pressão (PRR) ..................................... 35
2.1.2 Estratificação térmica ............................................................ 38
2.1.3 Atraso da Combustão ............................................................ 40
2.1.4 Recirculação de gases de exaustão (EGR) ........................... 42
2.1.5 Ondas de Pressão ................................................................... 44
2.2 COMPORTAMENTO DOS COMBUSTÍVEIS EM
AUTOIGNIÇÃO ................................................................................... 47
2.3 MÉTODOS COMPUTACIONAIS ......................................... 56
2.3.1 Formulação para o modelo multizonas ................................ 57
2.3.2 Modelos de CFD ..................................................................... 60
3 MATERIAIS E MÉTODOS ................................................. 63
3.1 MODELAGEM DO MOTOR ................................................. 63
3.1.1 Condições iniciais ................................................................... 63
3.1.2 Estratificação térmica e mássica ........................................... 65
3.1.3 Fração de EGR ....................................................................... 68
3.1.4 Variação da espessura térmica ............................................. 69
3.2 PARÂMETROS DE ANÁLISE .............................................. 71
3.2.1 Referência de Combustão - CA50 ........................................ 71
3.2.2 Taxa de aumento de pressão ................................................. 73
3.2.3 Critério para surgimento de ondas de pressão .................... 74
3.3 PROCEDIMENTO DE CÁLCULO E ANÁLISE ................... 75
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ......................................... 76
4.1 DEFINIÇÃO DAS CONDIÇÕES INICIAIS .......................... 77
4.2 EFEITO DA ESTRATIFICAÇÃO DE MASSA ...................... 81
4.2.1 Efeito do Gradiente positivo de massa (GPEM) .................. 81
4.2.2 Efeito da espessura térmica ................................................... 85
4.2.3 Efeito do gradiente negativo de massa (GNEM) .................. 87
4.3 ANÁLISE DA TAXA DE AUMENTO DE PRESSÃO .......... 91
4.4 VARIAÇÕES DE CONDIÇÃO DE OPERAÇÃO .................. 97
4.5 ADIÇÃO DE GASES DE RECIRCULAÇÃO ...................... 108
5 CONCLUSÕES FINAIS E PROPOSTAS DE TRABALHOS
FUTUROS .......................................................................................... 112
5.1 CONCLUSÕES FINAIS ........................................................ 112
5.2 PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS .................. 113
REFERÊNCIAS ................................................................................. 115
29
1 INTRODUÇÃO
Os motores a combustão interna estão entre as máquinas que
mais exercem influência sobre as características sociais, tecnológicas,
econômicas e ambientais do nosso planeta. Do ponto de vista tecnológico
e ambiental, existem estudos sobre a implementação de métodos de
combustão potencialmente vantajosos. Porém, visto que ainda não estão
suficientemente amadurecidos, esses novos métodos de combustão ainda
não foram colocados em uso em larga escala comercial.
Um exemplo desses novos métodos potencialmente vantajosos é
a combustão em modo HCCI (Homogeneus Charge Compression
Ignition), o qual reúne as principais qualidades dos modos SI (Spark
Ignition) e CI (Compression Ignition). Tradicionalmente, o modo SI é
caracterizado pela formação de uma mistura ar-combustível homogênea
que é comprimida e uma centelha dá início a reação química que se
propaga através de uma chama de deflagração. A razão de equivalência é
mantida próxima a 1, resultando em motores com baixa emissão de gases
poluentes e fuligem quando comparados aos motores CI. As principais
desvantagens são a alimentação de combustível na fase de admissão, o
modo de controle de carga, ou seja, o controle da potência produzida pelo
motor, e a possibilidade de detonação da carga ar-combustível na
operação em alta potência. A alimentação do combustível na admissão
dilui a carga de ar, reduzindo a eficiência volumétrica do motor. O
controle de carga é feito com o uso de uma válvula borboleta para regular
a vazão mássica de ar aspirada pelo motor, o que gera uma perda de
potência por bombeamento, resultando em uma baixa eficiência
volumétrica. Devido à possibilidade de detonação durante a combustão, a
pressão interna dentro do cilindro deve ser limitada, através, por exemplo,
da regulagem do ponto de ignição e de estratégias de resfriamento da
carga, resultando em redução da eficiência térmica. Por outro lado, o
modo CI tradicional é caracterizado pela aspiração e posterior
compressão de apenas ar. No momento ideal, o combustível é injetado na
forma de um spray. Este encontra ar em temperatura suficientemente
elevada, mistura-se molecularmente e sofre ignição térmica. A combustão
se desenvolve através de uma chama que inclui características de chama
pré-misturada e não pré-misturada. Entre a injeção de combustível e o
início da combustão, o combustível líquido passa por mudanças físicas,
como a atomização, coalescência e quebra de gotas, evaporação e
formação de mistura. Uma parcela do combustível na extremidade do
spray mistura-se com o ar e entra em ignição imediatamente após injeção.
O restante do spray, afetado pelo aumento de temperatura causado pelo
30
aumento de pressão, mistura-se com o ar e entra em combustão em um
modo típico de chama não pré-misturada. Como resultado, nas regiões
internas do spray, onde há grande concentração de combustível, ocorre a
formação de fuligem, enquanto que, em regiões periféricas do spray,
pobres em combustível, ocorre a formação de NO2 (óxidos de nitrogênio).
O processo de combustão HCCI une duas características dos
modos SI e CI. A pré- mistura de combustível e ar é feita durante a
admissão e compressão como no modo SI, enquanto que a ignição ocorre
pela compressão da mistura, tal qual no modo CI. A Figura 1.1 ilustra a
comparação entre os três processos. No modo HCCI, idealmente, ocorre
uma combustão rápida com menor troca de calor com as paredes da
câmara de combustão, resultando em um processo eficiente de conversão
da energia do combustível. Além disso, como a combustão acontece
idealmente ao mesmo tempo em todos os pontos da câmara de combustão
e a mistura admitida é usualmente pobre em combustível, não ocorre a
formação de pontos quentes que resultariam na emissão de NO2 .
Figura 1.1 - Comparação entre os processos de combustão.
Fonte: Wijngaarden (2008, p. 14)
Entretanto, a ocorrência de combustão homogênea não é
garantida, visto que a mistura ar-combustível apresenta naturalmente
flutuações em composição e temperatura oriundas dos processos, que
ocorrem em regime turbulento, de admissão, mistura e transferência de
calor com as paredes da câmara de combustão, como sugerido
visualmente no esquema da Figura 1.1. As variações espaciais e temporais
de temperatura implicam em variações locais do atraso de ignição
31
químico, ou seja, do tempo necessário para desenvolver as etapas de
iniciação e propagação das reações químicas que levam a mistura
reagente a atingir a ignição térmica. A relação entre o atraso de ignição e
o campo de temperatura é ainda complicada pela existência de ignição em
dois estágios e região de coeficiente negativo de temperatura,
carcaterísticas típicas dos combustíveis automotivos que serão
examinadas nas seções posteriores.
Os efeitos combinados de interação entre cinética química e
campo térmico na câmara de combustão influenciam a taxa de aumento
de pressão e, portanto, o controle da operação em toda a faixa de rotação.
A taxa de aumento de pressão ou PRR (Pressure Rise Rate) é o principal
fator limitante da combustão em modo HCCI. As condições na câmara de
combustão devem ser tais que a combustão se desenvolva de forma suave,
tal qual uma chama de deflagração, para que o PRR mantenha-se em
valores aceitáveis. Caso contrário o resultado é um processo
extremamente rápido que resulta em ondas de pressão dentro do cilindro
causando danos ao motor (SJÖBERG; DEC, 2005).
Além dessas dificulades, outro desafio na utilização de HCCI é o
controle das emissões de monóxido de carbono e hidrocarbonetos não
queimados. Comparativamente, as emissões em HCCI são maiores que
nos modos SI e CI, devido às menores temperatura e tempo de residência
durante combustão. Alguns autores referem-se ao modo HCCI como um
processo para ser utilizado somente em baixas cargas, pois essas seriam
as condições ideais para a combustão de mistura diluída (ACEVES et al., 2001). Outros autores enfocam em estender a operação em HCCI para
cargas altas com intuito de atingir maiores eficiências térmicas. Nesses
casos, os autores consideram que as emissões podem ser abatidas usando
métodos catalíticos pós-combustão (SJÖBERG; DEC; CERNANSKY,
2005).
1.1 OBJETIVOS
Esse trabalho tem por objetivo analisar, via simulação numérica,
o efeito das variações espaciais na temperatura da mistura no
desenvolvimento da pressão na câmara de combustão e na tendência para
detonação em motores operando em modo HCCI (Homogeneous Charge
Compression Ignition). Os resultados obtidos visam contribuir para a
especificação de condições que permitam estender a operação estável da
combustão para cargas altas.
32
Para atingir esse objetivo, são metas desse trabalho:
1. Desenvolver um modelo de estratificação térmica na câmara de
combustão que mantenha constante a energia total contida na
mistura ar-combustível, de forma a evidenciar o efeito de
gradientes de temperatura na carga independentemente dos
efeitos de pré-aquecimento da carga;
2. Obter da literatura as condições prevalentes na operação típica
em modo HCCI, incluindo as condições típicas de estratificação
térmica observadas em aplicações em baixa, média e alta carga;
3. Simular numericamente as diferentes condições na câmara de
combustão em mistura pobre empregando iso-octano como
modelo de combustível e um mecanismo de cinética química
detalhada no método multizonas;
4. Estabelecer um parâmetro global indicativo da tendência à
detonação que possa ser calculado a partir do desenvolvimento
transiente da pressão no interior da câmara de combustão;
5. Analisar comparativamente os valores de taxa de crescimento da
combustão e tendência à detonação para as várias condições
simuladas;
6. Estabelecer conclusões gerais sobre os efeitos da estratificação
térmica e o seu uso como estratégia de controle em altas cargas.
1.2 ORGANIZAÇÃO DO TEXTO
O capítulo 2, se apresenta a revisão bibliográfica das principais
características da operação em modo HCCI, bem como os parâmetros
para análise de desempenho e os principais desafios nesse
desenvolvimento. No capítulo 3 são identificados formalmente os
parâmetros de análise e os métodos computacionais que serão utilizados.
No capítulo 4 apresenta-se e discute-se os resultados obtidos. Finalmente,
no capítulo 5 se apresentam as conclusões e recomendações para
trabalhos futuros.
33
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
A combustão em modo HCCI tem sido analisada
experimentalmente e por simulação numérica visando examinar
especialmente estratégias de controle de carga e formação de emissões.
Existem várias estratégias de controle, tais como, tempo de abertura e
fechamento de válvula, uso de EGR (Exhaust Gas Recirculation),
controle da reatividade da mistura através do uso de misturas de
combustíveis, estratificação de temperatura e múltiplas injeções. A
seguir, esses aspectos são revisadas através da análise da literatura (NG
KIAT; CHARALAMBIDES, cap. 4, 2013), (KOMNINOS, 2015).
2.1 COMBUSTÃO EM HCCI
Apesar dos motores HCCI serem definidos como motores de
combustão homogênea, a homogeneidade da combustão não é atingida
devido às variações espaciais no estado termodinâmico da mistura
reagente. A formação de camadas limites e as limitações na mistura
turbulenta resulta em gradientes de temperatura que produzem uma
estratificação térmica na mistura reagente. A ignição térmica inicia-se nos
locais com temperaturas mais elevadas. Uma vez que a combustão inicia-
se em um volume de fluido, o aumento de pressão resultante apressa a
ignição das regiões com temperatura ligeiramente menores, causando
uma propagação da combustão de forma desordenada, das zonas de maior
temperatura em direção às de menor. A propagação pode acontecer em
velocidades da ordem da velocidade do som, conduzindo à formação de
ondas de pressão, ou em velocidades baixas (porém, mais altas que as
chamas de deflagração) desenvolvendo uma sequência de ignição mais
suave que pode ser definida como uma velocidade de deflagração da
autoignição (BRADLEY; et al., 2002).
Com o aumento da rotação, a manutenção da velocidade de
propagação da ignição em níveis que não causem danos às partes
mecânicas do motor requer que a mistura ar combustível seja altamente
diluída, ou seja, trabalhando com razões de equivalência da ordem de
0,45, ou através do uso de altas razões de EGR. Por causa da alta diluição,
em condições ideais, o resultado da combustão seriam produtos com
baixa emissão de NO2 devido à baixa temperatura e, como existiria uma
pré-mistura do combustível, não haveria a formação de fuligem. O
diagrama na Figura 2.1 ilustra as regiões no diagrama razão de
equivalência versus temperatura onde existe a formação de fuligem e a
formação de NO2. No mesmo diagrama são mostradas as condições que
34
prevalecem na combustão em motores de ignição por centelha, diesel
convencionais e de combustão em baixa temperatura (LTC - Low
Temperature Combustion) e HCCI. A trajetória executada pela mistura
ar-combustível no modo HCCI fica fora das regiões de formação de NO2
e fuligem. Em contrapartida, nota-se a estreita área que ele ocupa no
diagrama, o que causa a grande dificuldade em implementar esse tipo de
combustão para aplicações práticas, as quais exigem alta robustez de
controle da combustão em uma ampla faixa de condições de operação
(DEC, 2009).
Figura 2.1 - Diagrama mostrando as regiões onde ocorrem os tipos
de combustão SI, CI, LTC e HCCI.
Fonte: Dec (2009)
A restrita faixa em que opera o HCCI leva à necessidade de um
controle apurado das variáveis envolvidas na combustão. Assim, segundo
Dec (2009), existem quatro principais desafios técnicos que devem ser
resolvidos antes que o HCCI possa ser aplicado em motores para
transporte:
1. Melhorar a eficiência da combustão em baixa carga;
2. Estender a operação para altas cargas;
3. Entender os efeitos da composição do combustível nas condições
de operação;
4. Controlar o CA50, ou seja, o ângulo do virabrequim onde 50%
da energia do combustível foi liberada ou combustion-phasing,
35
sobre uma ampla faixa de carga e rotações e nas condições
transientes que os motores são submetidos.
A seguir, essas condições são discutidas.
2.1.1 Taxa de aumento da pressão (PRR)
A utilização do processo de combustão HCCI para altas cargas
é limitada pela taxa de aumento de pressão. Taxas de aumento de pressão
elevadas podem resultar na formação de ondas de pressão dentro da
câmara de combustão, as quais, quando severas, podem resultar em danos
na estrutura do motor. Esse fenômeno é ilustrado na Figura 2.2. A Figura
2.2(a) mostra a comparação entre várias curvas de pressão medidas na
câmara de combustão de motor operando em HCCI e prevista pelo
software ChemKin®, considerando uma câmara de combustão em
condições homogêneas, em diferentes relações de equivalência, com a
manutenção do CA50 no TDC (Top Dead Center). Na Figura 2.2(b)
mostra-se os valores máximos de taxa de aumento de pressão (PRR)
medidos no motor e previstos pelas simulações no ChemKin®, em função
da razão de equivalência. Os valores correspondem a um motor operando
em 1200 rpm e utilizando iso-octano como combustível.
36
Figura 2.2 - Resultados experimentais da pressão medida no
cilindro comparados com simulações realizadas no software
Chemkin. (a) Curvas de pressão transientes medidas no
experimento e previstas no ChemKin .(b) Valores máximos de PRR
obtidos nos experimentos e das simulações com ChemKin . Motor
operando em 1200 rpm, CA50=TDC e util izando iso-octano.
Fonte: Dec (2009)
Observa-se na Figura 2.2(b) que a partir de um valor de razão de
equivalência igual 0,27, o PRR medido atinge o valor 9 bar/°CA. Na
Figura 2.2(a) observa-se que a curva de pressão nessa condição passa a
exibir oscilações que são típicas da reverberação de ondas de pressão no
interior da câmara de combustão. Assim, nesses experimentos, o valor 9
bar/°CA é tido como um valor limite separando a operação normal
daquela na qual pode levar a ocorrência de oscilações da pressão. A
simulação no ChemKin® considerando que a combustão ocorre em
condições homogêneas prevê valores maiores de PRR do que os valores
37
medidos, evidenciando que a hipótese de carga térmica completamente
homogênea não modela corretamente o estado físico da câmara de
combustão. Os autores associam a maior variação do PRR com a razão de
equivalência obtida das medições com a estratificação térmica que
acontece dentro do cilindro. A estratificação térmica em motores com
baixa recirculação de gases da combustão, como no caso da Figura 2.2, é
principalmente causada pela transferência de calor para a parede e pela
turbulência no fluido durante a compressão. Nesses motores, forma-se um
gradiente contínuo das paredes para o interior da carga.
A literatura reconhece um segundo tipo de estratificação. Para
motores operando com valores elevados de recirculação de gases
residuais, pode ocorrer uma mistura incompleta entre a nova mistura
admitida no motor e os gases queimados, contribuindo para uma
estratificação térmica fragmentada na câmara de combustão. Como
resultado da estratificação térmica, a combustão não ocorre
simultaneamente em todas as partes da câmara de combustão como é
evidenciado nas imagens de quimiluminescência da Figura 2.3. A Figura
2.3(a) apresenta a imagem tomada do topo da câmara, enquanto que a
Figura 2.3(b) mostra a imagem tomada na lateral da câmara. O
combustível utilizado foi o iso-octano, com o motor operando a 1200 rpm,
razão de equivalência 0,38 e CA50 = 368°. Os pontos luminosos mostram
as regiões onde a combustão é mais intensa. A combustão começa nas
zonas mais quentes, seguindo para as regiões com temperaturas próximas
e assim subsequentemente. Como a variação de temperatura para motores
com alta quantidade de gases residuais não é contínua, a combustão se dá
de forma mais dispersa, resultando no aspecto granuloso observado nas
imagens.
Desses dois casos analisados verifica-se o forte efeito da
estratificação térmica em amortecer a velocidade com que as ignições
térmicas ocorrem na câmera de combustão e a dificuldade de modelar
esses efeitos em simulações simplificadas.
38
Figura 2.3 - Imagens de quimiluminescência da ignição em um
motor HCCI operando com grande quantidade de gases residuais .
(a) Imagem tomada do topo da câmara. (b) Imagem tomada na
lateral da câmara. Combustível: iso-octano, 1200 rpm, 38,0 ,
CA50=368°. Os números ao lado direito inferior das figuras
representam a intensidade luminosa para captura da imagem pela
câmera usada no trabalho.
Fonte: Dec (2009)
2.1.2 Estratificação térmica
Nas primeiras pesquisas realizadas em HCCI, no final da década de 90 e início dos anos 2000, pensava-se que a camada limite térmica
formada pelo conjunto pistão, anéis, cabeçote, válvulas e parede
desempenhava um papel fundamental na estratificação térmica. Porém os
últimos estudos, realizados por pesquisadores a partir de 2004,
39
identificaram a maior dependência em relação a estratificação não tão
intensa presente no núcleo do cilindro. Isto pode ser visto na imagem da
Figura 2.3(a) e mais evidente na imagem lateral da Figura 2.3(b). É
aparente que em 364°CA (Crank Angle) a ignição começa na região
central mais quente, e rapidamente se estende às outras regiões quando é
atingido 368°CA. Verifica-se que nesse momento a combustão ainda não
atingiu a região próxima à parede. O autor evidencia que a combustão
atinge a camada limite somente em 370°CA. Em 372°CA a
quimiluminescência indica que a combustão na região central terminou e
se propagou para a camada limite. Assim, desde que a maior parte da
combustão ocorreu na parte central do cilindro e o máximo PRR foi
atingido em 367,75°CA, concluiu-se que a estratificação térmica no
interior do cilindro desempenha a principal função no controle do máximo
PRR e consequentemente no controle da detonação.
Desde que o máximo PRR é controlado pela intensidade de
estratificação térmica, muitos pesquisadores tem explorado vários
métodos para aumentá-la com o objetivo de estender os limites do HCCI.
Sjöberg, Dec e Babajimpoulos (2004) tentaram influenciar a
temperatura interna por meio do resfriamento intenso das paredes do
cilindro. Inicialmente, o motor de teste foi estabilizado na operação com
a água de resfriamento a 373 K. Então, essa teve a sua temperatura
reduzida bruscamente em 50 K e os efeitos foram observados. O resultado
mostrou que a variação de temperatura foi sentida apenas na camada
limite e que a profundidade de penetração do efeito térmico, ou seja, a
espessura térmica, aumentou muito pouco, não afetando a região de
interesse para controle da combustão.
Com isso, os pesquisadores passaram a usar técnicas com o
objetivo de influenciar a temperatura interna do gás, como, por exemplo,
através do controle da temperatura do ar na admissão. Alternativamente,
tem sido aplicadas estratégias de mistura incompleta do ar de admissão
com os gases residuais, com intuito de aumentar a estratificação térmica.
Essas tem se mostrados as técnicas mais efetivas até o momento.
Conforme citado nos parágrafos acima, o mecanismo de
combustão em HCCI ocorre como uma sequência de reações que
acontecem localmente na câmara de combustão. Esse controle pode ser
atingido através da configuração da distribuição de temperatura e massa.
Komninos (2015) analisou algumas dessas condições, conforme ilustrado
na Figura 2.4.
40
Figura 2.4 - Relações entre espessura térmica e temperatur a média.
Fonte: Komninos (2015)
Uma taxa de combustão baixa pode ser atingida diminuindo as
temperaturas locais na câmara, aumentado assim a variância da
distribuição massa-temperatura. Nesse primeiro caso o objetivo é reduzir
a temperatura média do gás Tm, mantendo a espessura térmica T . Isso
corresponde ao processo 0-a na Figura 2.4, que conduz à reações mais
lentas, retardando as ignições e resultando em uma combustão mais lenta.
Por outro lado, se a temperatura média do gás é mantida, e a espessura
térmica é aumentada, como no processo 0-b, a ignição vai ser avançada
desde que a distribuição se estenda para altas temperaturas. O controle da
ignição não é um efeito dominante, pois a taxa de queima esperada é baixa
devido à variabilidade da temperatura, conduzindo a um processo
assíncrono dentro da câmara de combustão. Finalmente, se a temperatura
média é diminuída e a variância da temperatura é aumentada, processo 0-
c, a ignição térmica começará atrasada e a taxa de combustão diminuirá.
Estas relações são de importância fundamental para o desenvolvimento
do trabalho nas seções seguintes.
2.1.3 Atraso da Combustão
Os estudos realizados sobre a estratificação térmica provaram a
grande dependência dos tempos característicos da combustão com o
gradiente espacial de temperatura, evidenciados pelo atraso de ignição e
PRR. Assim, pesquisadores buscaram controlar o momento onde ocorre
41
o CA50 através do controle da temperatura de entrada da mistura ar-
combustível (SJÖBERG, DEC E CERNANSKY, 2005), (SJÖBERG;
DEC, 2005). Com o controle do atraso de combustão foi possível estender
a operação do motor da Figura 2.3(a) para cargas relativamente altas, com
razão de equivalência acima de 0,3. A Figura 2.5 mostra a intensidade do
efeito do controle de temperatura sobre a velocidade de combustão dentro
do cilindro. As linhas contínuas representam as medições experimentais
de pressão na câmara de combustão e as linhas que apresentam oscilações
são os resultados obtidos de simulações empregando ChemKin®. O
combustível utilizado foi o iso-octano, com o motor operando a 1200 rpm.
Nas simulações, a espessura do gradiente térmico (TW - Temperature
Width ) foi fixada em 20 K. Tbdc (BDC - Bottom Dead Center) mostrado,
é a temperatura na câmara de combustão medida na zona central em um
modelo multizona no ponto morto inferior (SJÖBERG, DEC E
CERNANSKY, 2005).
Figura 2.5 - Atraso da combustão . Modelo numérico comparado
com modelo experimental. Iso -octano, 1200 rpm, 38,0 ,
TW=20K.
Fonte: Sjöberg, Dec e Cernansky (2005 )
Com o aumento da temperatura de admissão, evidenciada pelo
aumento no Tbdc, o atraso de ignição é reduzido significativamente.
Quando a temperatura no ponto morto inferior é 402 K, o CA50 situa-se
em 365°. Com a redução da temperatura para 394 K, o CA50 passa para
371°. Como consequência, o PRR pode ser diminuído de 14 bar/°CA para
42
4,7 bar/°CA. Observa-se que quando se assume o controle da temperatura
da mistura, atrasa-se o momento da ignição. Com a consequente expansão
dos gases em combustão que ocorre após o TDC, a mistura é esfriada,
causando uma redução na velocidade das reações e suavizando o
acréscimo da pressão. Essas conclusões estimularam a possibilidade de
usar razões de equivalência mais altas em HCCI sem resultar em
oscilações na pressão.
Embora seja comprovada a eficácia no controle do momento da
combustão pela temperatura, ela é limitada pela dificuldade de se manter
estável ciclo à ciclo o momento exato em que se deseja a combustão e
também pela ocorrência de falha de ignição. A operação em carga alta
leva à necessidade de um atraso excessivo da ignição. Com isso, a
combustão ocorre tardiamente, o movimento do pistão resfria a mistura,
causando a redução da velocidade das reações e ocorrência de extinção
(SJÖBERG; DEC; CERNANSKY, 2005), (SJÖBERG; DEC, 2005).
2.1.4 Recirculação de gases de exaustão (EGR)
A recirculação de gases queimados é usada como uma forma
eficiente de reduzir a formação de óxidos nítricos em grande parte da frota
de motores diesel, pois a diluição com os produtos saturados de
combustão, CO2 e H2O, aumenta o calor específico médio da mistura
resultando em diminuição na temperatura da chama.
O EGR também é usado como método de controle da ignição e
da taxa de queima em HCCI. Um primeiro efeito é o pré aquecimento da
mistura, o que facilita a ignição. Um segundo efeito é a redução na
concentração de oxigênio, um efeito que dificulta a ignição. O terceiro
efeito, é o aumento do calor específico médio, reduzindo a elevação da
temperatura da mistura (ZHENG; READER; HAWLEY, 2004) (LÜ;
CHEN; HUANG, 2005).
A intensidade dos efeitos citados acima dependerá do processo
utilizado para inserir o EGR. Existem dois processos tipicamente usados
em motores. O primeiro é conhecido como EGR interno, o qual mantêm-
se uma parcela dos gases remanescentes da combustão dentro do cilindro
durante a transição do tempo de exaustão e admissão através do overlap
da válvula. O segundo processo é denominado como EGR externo, em
que os gases resultantes da combustão são retirados do conduto de
exaustão, resfriados e inseridos novamente como parte da mistura ar-
combustível.
O EGR interno pode ser controlado de duas formas, conforme o
esquema da Figura 2.6. A primeira forma, ilustrada na Figura 2.6 (a),
43
consiste em utilizar um overlap, ou seja, manter as válvulas de admissão
e de exaustão simultaneamente abertas, com o intuito de aproveitar a
inércia dos gases ao final da exaustão para enviar uma parcela dos gases
queimados na direção do conduto de admissão, sendo útil especialmente
em motores aspirados naturalmente. A segunda forma, ilustrada na Figura
2.6 (b), é chamada de overlap negativo (NVO - Negative Valve Overlap),
também conhecido como método de re-compressão de gases de exaustão.
Observa-se na figura que a válvula de exaustão volta à sua sede antes que
o pistão chegue ao TDC e a válvula de admissão só abrirá alguns graus
depois do TDC. Dessa forma, os gases de exaustão, ainda em relativa alta
pressão, ficam aprisionados até a abertura da válvula de admissão. Então,
eles sofrem expansão na direção do conduto de admissão e são novamente
admitidos junto com a mistura reagente. Essas configurações ainda
podem apresentar geometrias simétricas e assimétricas (SCHRAMM,
2014).
Figura 2.6 - Comparação entre os dois exemplos de técnicas de
implementação de EGR interno. As siglas representam: EVO
(Exhaust Valve Opened ), EVC (Exhaust Valve Closed ), IVO
(Intake Valve Opened ), IVC (Intake Valve Closed ) e
CAD (Crank Angle Degree ).
Fonte: Schrann (2014)
Zheng, Reader e Hawley (2004) compararam os dois processos
de EGR, ainda, variando o espaçamento angular entre os cames do
comando de válvula configurado como NVO. Os resultados mostraram
que o EGR interno forma uma mistura quente e, como consequência,
ocorreram ignições com relativo avanço, o que não é benéfico para o
aumento da faixa de trabalho dos HCCI. Ao contrário, o método com
44
EGR externo mostrou-se mais eficaz, já que trabalhando com uma
mistura mais fria, pode-se atrasar a ignição e diminuir a velocidade de
aumento da pressão. Além disso, esse método mostrou
experimentalmente uma redução nos níveis de emissão NOx e uma
diminuição drástica nos níveis de emissão de fuligem, já que a mistura
tende a ser homogênea, não formando regiões com concentração rica em
combustível. Além disso, o aumento do uso de EGR externo fez crescer
os níveis de CO devido ao fato de que a combustão tornou-se
progressivamente incompleta, um resultado da temperatura mais baixa na
câmara de combustão.
2.1.5 Ondas de Pressão
As ondas de pressão que podem ocorrer dentro de motores
operando em HCCI possuem características específicas que as diferem do
Knock que ocorre em motores SI, porém, da mesma forma, quando
severas, são fontes causadoras de danos à estrutura física da máquina. Os
danos são originados da absorção da energia da onda pela estrutura.
Quando uma onda de pressão atinge a parede do cilindro, uma parte é
refletida retornado ao sistema, e a outra é absorvida pela estrutura do
motor. A energia absorvida pode resultar em vibrações, que pode ser
dissipada na forma de calor caso haja amortecimento. As vibrações que
não forem absorvidas pelo material, atravessam a estrutura e são
transmitidas como ondas sonoras. Além disso, para que o pulso da onda
incidente se transforme em vibração interna, algumas frequências do
espectro da onda devem estar perto da frequência natural da estrutura.
Eng (2002) estudou a ocorrência de ondas de pressão dentro da câmara
de combustão comparando a combustão em SI e HCCI para alta carga.
Como era já conhecido de trabalhos anteriores, a amplitude dos pulsos de
pressão em HCCI eram muito maiores quando comparadas as amplitudes
no motor SI quando tomado como parâmetro o nível de ruído que emergia
da estrutura do motor.
Com essas diferenças identificadas, foram analisados
quantitativamente as diferenças entre os espectros de pressão no HCCI e
no SI. A principal característica observada no espectro de frequência do
HCCI é que uma fração muito maior de energia está contida em baixas
frequências (de 4 à 8 kHz) que corresponde ao primeiro modo de
vibração. Além disso, foi mostrado que a maior parte da energia na
detonação em SI está contida em modos de frequência mais elevada
quando comparados ao HCCI, conforme mostrado na Figura 2.7.
45
Figura 2.7 - Espectro de frequência para amplitude da pressão .
Lado esquerdo, espectro de frequência para detonação em SI.
Lado direito, espectro de frequência para HCCI.
Fonte: Eng (2002)
Os resultados acima foram complementados com o espectro de
frequência para o bloco do motor medido com uso de acelerômetro,
conforme mostrado na Figura 2.8.
46
Figura 2.8 - Espectro de frequência para amplitude de vibraç ão do
bloco do motor. Lado esquerdo, espectro de frequência para
detonação em SI. Lado direito, espectro de frequência para HCCI .
Fonte: Eng (2002)
Na condição de operação em SI a energia contida no espectro de
vibração entre 15 e 20 kHz é 1,5 vezes maior que a contida de 4 à 8 kHz.
Para a operação em HCCI, apesar do maior pico de amplitude acontecer
no primeiro modo de vibração, a maior parte da energia está contida em
modos maiores acima de 8 kHz. Portanto, o bloco do motor atenua a
energia contida no primeiro modo de vibração.
Através desses resultados concluiu-se que a taxa de crescimento
de pressão em HCCI é mais elevada do que em SI e as frequências dos ruídos transmitidos é diferente. Assim, é necessário determinar um novo
parâmetro para detectar os limites de amplitude de pressão que podem
levar danos ao motor. O parâmetro RI, ou Ringing Intensity, será usado
47
como critério para a avaliação da tendência à isso, conforme será
detalhado na seção 3.2.2.
2.2 COMPORTAMENTO DOS COMBUSTÍVEIS EM
AUTOIGNIÇÃO
A autoignição é definida como um fenômeno em que a oxidação
do combustível se dá sem a necessidade de um mecanismo externo para
inserir energia no sistema e proporcionar a energia de ativação necessária.
As propriedades de autoignição dos hidrocarbonetos dependem
fortemente da estrutura da molécula de combustível. A Figura 2.9
reproduz um resultado clássico (Heywood, 1988) que mostra a taxa de
compressão mínima necessária em um motor a combustão interna para
que ocorra a autoignição de uma mistura estequiométrica de ar e
combustível alimentada nas condições padrões de 101 kPa e 298 K em
função do número de átomos de carbono na molécula de combustível.
Essa taxa de compressão mínima é denominada de taxa de compressão
crítica. Em geral, a taxa de compressão crítica não depende apenas do
número de átomos de carbono. Hidrocarbonetos lineares entram em
ignição em taxas de compressão menores que hidrocarbonetos
ramificados, cíclicos e aromáticos, mesmo possuindo o mesmo número
de átomos de carbono.
48
Figura 2.9 - Taxa de compressão crítica para a auto ignição de
hidrocarbonetos.
Fonte: Heywood (1988, p. 472)
Adaptado: Wijngaarden (2008, p. 36)
Alcanos normais, como o n-heptano, entram em ignição em
menores temperaturas do que os demais alcanos com o mesmo número de
carbonos. Essa propriedade é resultado de sua estrutura aberta contendo
apenas ligações saturadas, resultando em um fator de forma de colisão
(stearic factor) próximo a 1, o que implica que não existem direções
preferenciais de colisão para a degradação da molécula de combustível.
Dessa forma, n-alcanos possuem um tempo de atraso de ignição
49
relativamente reduzido em toda a faixa de temperatura. Por outro lado, os
alcanos ramificados, como o iso-octano (ou 2,2,4 trimetilpentano),
apresentam direções preferenciais de colisão, ou seja, fator de forma de
colisão relativamente muito menor que os alcanos normais, e portanto,
maior atraso de ignição (WIJNGAARDEN, 2008, p. 32-36).
A forma atual de entendimento da autoignição é baseada na
discussão dos caminhos de reação principais relacionados com o atraso
de ignição (IDT - Ignition Delay Time) medido em tubo de choque (ST)
ou em máquina de compressão rápida (RCM). A Figura 2.10 apresenta
um resultado típico da autoignição de uma mistura de iso-octano/ar, com
razão de equivalência combustível/ar de 0,4, pressão de 4,16 MPa e
temperatura de 827 K, realizado em uma máquina de compressão rápida
(TANAKA et al., 2003). Nesse experimento, utilizando um pistão que se
move em alta velocidade e atinge um batente de fim de curso, a mistura
ar-combustível é comprimida em uma situação de volume constante. A
temperatura e pressão iniciais eram de 318 K e 0,1 MPa, respectivamente.
Ao final da compressão, a pressão da mistura atinge o valor de 4,16 MPa.
Cálculos de compressão isentrópica indicam que nesse momento a
temperatura da mistura é 827 K, como mostra a escala mais à esquerda.
Então, após um tempo de indução (IDT) de aproximadamente 11 ms a
pressão torna a subir abruptamente. Essa elevação de pressão é resultado
da ignição térmica da mistura. Portanto, o atraso de ignição para essas
condições é de 11 ms.
50
Figura 2.10 - Medição de pressão durante a ignição em máquina
de compressão rápida de uma mistura de iso-octano/ar, com
razão de equivalência combustível/ar de 0,4 , pressão de 4,16
MPa e temperatura de 827 K, realizado em uma máquina de
compressão rápida.
Fonte: Tanaka et al. (2003).
A utilização de RCM e ST permite uma relação mais direta e
precisa entre temperatura, pressão e estequiometria de uma carga
homogênea e o tempo requerido para a explosão térmica. A análise dos
mecanismos químicos associados permite elucidar as reações e
intermediários mais importantes na iniciação, propagação e ramificação
da reação em cadeia, fornecendo uma descrição detalhada do
comportamento dos vários hidrocarbonetos. Esse assunto tem sido
discutido detalhadamente, como, por exemplo, nos trabalhos de Curran
(2002), Tanaka (2003), Gauthier, Davidson e Hanson (2004), Davidson,
Gauthier e Hanson (2005), He et al. (2005), Walton et al. (2007), Cancino
et al. (2009), Cancino et al. (2011), Mehl et al. (2011) e Vandersickel et
al. (2012).
Uma característica química importante dos combustíveis usados
em HCCI é a dependência não monotônica do atraso de ignição (IDT -
Ignition Delay Time) em relação à temperatura, denominada de região de
coeficiente negativo da temperatura (NTC - Negative Temperature
Coefficient). Com exceção dos hidrocarbonetos de C1 (metano) a C3
51
(propano), a partir de C4 (butano) os hidrocarbonetos apresentam uma
inflexão na curva de IDT versus 1/T, como na curva mostrada na Figura
2.11 para o iso-octano. A Figura 2.11(a) mostra que em pressões acima
de 30 atm o iso-octano apresenta uma leve região de NTC. Na região de
NTC, o acréscimo da temperatura é acompanhado por um crescimento do
atraso de ignição, como para o n-heptano mostrado na Figura 2.11(b), ou,
pelo menos, como no caso do iso-octano, nessa região o atraso de ignição
é pouco sensível à temperatura. No caso do iso-octano, esse efeito não
existe em baixa pressão. A existência do NTC leva à ignição em baixa
temperatura em sistemas de combustão, dando origem ao que se
denomina de chama fria.
52
(a)
(b)
Figura 2.11 - Curva de atraso de ignição versus inverso da
temperatura medida (pontos) e prevista (linhas) para a oxidação
de (a) iso-octano com ar em tubo de choque (medições de
Fieweger, Blumenthal e Adomeit, 1994, 1997) , na composição
estequiométrica, para diferentes pressões (CURRAN et al . ,
2002) e (b) n-heptano com ar medido em tubo de choque (altas
pressões) (CIEZKI e ADOMEIT, 1993) e máquina de
compressão rápida (baixas pressões) (MINETTI et al . , 1995) na
composição estequiométrica, para diferentes pressões (LIU et
al . , 2004).
53
Outra característica observada em estudos de atraso de ignição é
a ocorrência de dois estágios de ignição, chamados de LTHR (Low Temperature Heat Release) e HTHR (High Temperature Heat Release)
na literatura de HCCI. Esse fenômeno não é observado para iso-octano,
mas ocorre para n-heptano, como observado na Figura 2.12. Na medição
mostrada, em Davies (2015), ocorre a ignição de primeiro estágio em
aproximadamente 10 ms e a ignição de segundo estágio em
aproximadamente 27 ms. A curva em vermelho representa a medição
observada quando o teste é realizado com uma mistura inerte. A queda de
pressão observada é típica dos experimentos com RCM e decorre de
transferência de calor para as paredes da máquina.
Figura 2.12 - Medição de pressão durante a ignição em máquina
de compressão rápida de uma mistura de n -heptano/ar, com
razão de equivalência combustível/ar de 1, pressão de 10,4 bar e
temperatura de 689 K, realizado em uma máquina de compressão
rápida.
Fonte: Davies (2015).
A Figura 2.13 mostra o mesmo comportamento no contexto da
combustão em motores que operam com HCCI. Os alcanos que possuem
esta propriedade começam a reagir até atingirem uma temperatura
característica, abaixo dos 900 K, em que a taxa de reação cresce,
54
chegando ao pico no primeiro estágio de ignição, e então decai, em
decorrência da região de NTC. Com o aumento da temperatura, o segundo
estágio de ignição ocorre liberando uma grande quantidade de calor
concluindo a ignição térmica da mistura.
Figura 2.13 - Calor liberado da combustão de um motor HCCI
operando com n-heptano.
Fonte: Yao, Zheng e Liu (2009)
Lü, Chen e Huang (2005) realizaram um estudo experimental
sobre o comportamento da reação aumentando progressivamente o
número de octanos do combustível através das misturas de n-heptano e
iso-octano. Assim, o experimento foi realizado com n-heptano
inicialmente puro, seguido de 25, 50, 75 e 90%, correspondente à RON00,
RON25, RON50, RON75 e RON90 respectivamente (RON - Research
Octane Number). Os resultados são mostrados na Figura 2.14.
Inicialmente, observa-se o grande impacto que a alteração da composição
do combustível exerce sobre os parâmetros da combustão. Os efeitos de
dois estágios de ignição e NTC são percebidos para o combustível com
baixo número de octanos, o que influi diretamente nas características do
momento em que a ignição ocorre, a duração do processo de combustão e a máxima pressão atingida.
55
Figura 2.14 - Curvas de pressão e calor liberado para combustíveis
com diferentes RON’s para mesma razão de equivalência.
Fonte: Lü, Chen e Huang (2005).
Uma das consequências que mais influenciam a combustão é a
presença de forma mais intensa da chama fria em combustíveis com
número de octanos reduzido. Primeiramente, a chama fria inicia o
processo de reação consumindo o combustível e a reação entra em um
estágio de cinética lenta. Apesar disso, a medida que as reações de
isomerização desse estágio continuam, temperatura e pressão também
aumentam progressivamente na câmara de combustão. Ocorre um
acúmulo de H2O2 até que em aproximadamente 1.000 K, ocorre a
explosão na formação de radicais OH e o segundo estágio de ignição
ocorre. O início prematuro da combustão para casos com RON abaixo de
90 leva ao aumento prematuro da pressão e temperatura antes mesmo do
tempo de compressão terminar, ocasionando picos e taxas de pressão
extremamente elevados.
A Figura 2.15 identifica o tempo de duração da combustão em
relação à razão de equivalência. Nota-se que para uma mesma razão de equivalência a duração da combustão utilizando combustíveis com maior
número de octanos é maior, um resultado da menor importância do
primeiro estágio de ignição.
56
Figura 2.15 - Duração da combustão do segundo estágio de ignição
( ) em relação ao graus do virabrequim (CA) vs. razão de
equivalência.
Fonte: Lü, Chen e Huang (2005).
Apesar da taxa de reação ser muito mais elevada, experimentos
com misturas com pequenas frações de n-heptano resultaram em bom
desempenho para os motores, já que a energia necessária para a ativação
das reações foi diminuída e variações randômicas ciclo à ciclo também
diminuídas com essa configuração (DEC, 2009) (LÜ; CHEN; HUANG,
2005) (YAO; ZHENG; LIU, 2009).
2.3 MÉTODOS COMPUTACIONAIS
Os primeiros métodos computacionais para estudo da combustão
em HCCI, classificados como zero dimensionais, basearam-se em
modelos com cinética química detalhada de um volume (single zone) que
se tratava de um reator perfeitamente misturado com volume variável. O
modelo assumia distribuição homogênea de temperatura e concentração
de combustível. Essa ideia partia dos pressupostos que a turbulência era
suficientemente alta para promover mistura e que a cinética química
possuía o papel exclusivo no controle da combustão. Com isso, foi
possível alcançar melhor compreensão dos efeitos dos mecanismos
químicos detalhados e melhor interpretar as medições no
desenvolvimento de HCCI. Desde a concepção do HCCI, os modelos de
endBD2
57
mecanismos cinéticos evoluíram de forma significativa. Inicialmente,
poucos mecanismo detalhados eram conhecidos, apenas para pequenos
hidrocarbonetos, porém, com a intensa pesquisa foi possível desenvolver
mecanismos para grandes hidrocarbonetos tais como n-heptano e iso-
octano. O uso do método de uma zona com cinética química detalhada
revela muito bem o atraso de ignição para os combustíveis em HCCI
porém, ele demonstrou grandes dificuldades em prever a taxa de liberação
de calor, a duração da combustão e o nível de emissões, principalmente,
devido a consideração de homogeneidade na câmara de combustão. Como
foi descrito anteriormente, as pesquisas revelaram uma grande não
homogeneidade do sistema mostrando que existe uma distribuição de
temperatura no núcleo do cilindro que é a principal responsável por
determinar a taxa de liberação de calor e aumento de pressão. Assim,
apenas criando modelos completos de cinética química não capacita os
modelos numéricos à preverem com maior acurácia a combustão em
HCCI (SJÖBERG; DEC; CERNANSKY, 2005).
Com intuito de solucionar as limitações do modelo de uma zona,
foi criado o modelo multizonas, no qual a câmara de combustão é dividida
em vários volumes, cada um representando um reator perfeitamente
misturado. Cada zona possui uma temperatura e outros parâmetros são
também definidos, tais como transferência de massa e calor. Essa nova
concepção proporcionou um maior detalhamento da câmara de
combustão, como a possibilidade de incluir os efeitos de parede do
cilindro (regiões de baixas temperaturas), tais como camada limite e
folgas as quais resultam na formação de hidrocarbonetos não queimados.
Existem vários modelos multizonas publicados na literatura sendo estes
categorizados pelo número de zonas, pelo tipo de zonas (núcleo
adiabático, camada limite, folgas e zonas com transferência de massa), e
tipo de interação entre zonas, (trabalho pressão-volume, transferência de
calor e de massa).
2.3.1 Formulação para o modelo multizonas
Nos modelos multizonas, as características geométricas do motor
e a função que determina a variação do volume da câmara de combustão
com o tempo são prescritos. A simulação inicia-se no momento de
fechamento da válvula de admissão e prossegue até o final da combustão.
O software ChemKin® usa o modelo multizonas como método
para simular a combustão em motores HCCI. Nesse modelo, cada zona é
um volume variável modelada como um reator perfeitamente misturado
que não troca massa nem calor com os outros reatores. As única trocas
58
que existem são de trabalho entre zonas e de calor com as paredes da
câmara de combustão. Além disso, a pressão de todas as zonas é
uniforme, isto é, não existe gradiente de pressão entre zonas. A
modelagem do sistema de equações é descrita a seguir, conforme
CHEMKIN-PRO (2008).
A equação de conservação da massa da espécie química k
aplicada para cada zona i é escrita como
k
i
k
i
ki Wdt
dY para zoneNi ,...1 (2.1)
onde i é a densidade da mistura que ocupa a zona i e kY , kW e k
são respectivamente, a fração mássica, a massa molar e a taxa de produção
molar da k-ésima espécie.
A temperatura da mistura durante a ignição é modelada pela
solução da equação da conservação da energia. Porém, inicialmente,
precisa-se determinar o campo de temperatura antes do começo da ignição
térmica. Defini-se um ângulo de transição t que marca o momento em
que o processo de ignição térmica inicia. Essa definição é bastante
arbitrária e geralmente baseada em comparação com medições. Para
determinar o campo de temperatura nos instantes que antecedem o ângulo
crítico, duas estratégias são utilizadas.
A primeira estratégia consiste em aproximar o campo de
temperatura como resultado de um processo de compressão isentrópica.
O volume instantâneo da câmara de combustão é conhecido, porém os
volumes individuais de cada zona não são. A mistura é modelada como
um gás ideal e assim satisfaz a equação de estado
k
k k
i
kiiii
W
YRTmVP
1
(2.2)
Agora, introduz-se um nova variável,
iN
i
ii VPG
1
(2.3)
59
Lembrando que a pressão é a mesma para todas as zonas ( PPi ), os
volumes são então determinados por
P
GGV
iii
1 (2.4)
satisfazendo a restrição
N
i
i
cilindro VV1
(2.5)
A partir de um processo iterativo, o volume e temperatura de cada
zona é determinado ao longo da compressão até atingir o ângulo de
transição t , portanto, definindo a condição inicial para o cálculo da
ignição térmica.
Alternativamente, a segunda estratégia consiste no acoplamento
entre uma solução de CFD e o cálculo de ignição multizonas. Quando a
solução de CFD do escoamento turbulento com transferência de calor na
câmara de combustão é disponível, as temperaturas das zonas são obtidas
fazendo-se
)(tTT i
profile
i , tt )( (2.6)
onde )(t é o ângulo do virabrequim no tempo t e )(tT i
profile é a
temperatura média da região na solução de CFD contida na zona em
função do tempo. A partir do ângulo crítico t , o problema passa a ser
assumido pelo método multizonas que fornecerá a condição do campo de
temperatura e pressão que será novamente reassumido pela solução de
CFD posteriormente. Essa estratégia consome maior tempo
computacional e depende de estratégias de integração e interpolação entre
a solução de CFD e o método multizonas.
Finalmente, para valores do ângulo do virabrequim maiores que
t , a temperatura das zonas é obtida da solução da equação da
conservação da energia para a mistura contida na zona, a qual é escrita na
forma
60
V
ATTh
dt
dV
VP
uWdt
dTc i
i
w
i
w
ii
w
i
i
i
i
k
i
k
k
k
i
k
i
i
v
i )(
1
(2.7)
onde P i, T i e V i são a pressão, temperatura e volume, vc i é o calor
específico a volume constante, ku i é a energia interna e wh i é o
coeficiente de convecção superficial na área wA i de contato com a
parede da câmara de combustão, para a zona i.
2.3.2 Modelos de CFD
CFD (Computational Fluid Dynamics) também tem sido
utilizado na análise da combustão em HCCI. Os modelos utilizados, ou
investem na análise detalhada dos processos físicos de transferência de
calor, massa e quantidade de movimento utilizando cinética química
global, ou utilizam cinética química detalhada e simplificam a análise do
escoamento. Um exemplo dessa seguinte possibilidade é o trabalho de
Aceves et al. (2000). Eles realizaram uma análise numérica retirando da
equação da energia o termo de transferência de calor por convecção no
momento em que se inicia a combustão, resolvendo apenas a energia
química e o termo de trabalho de expansão e compressão. O resultado
mostrou um valor muito próximo do obtido com a modelagem completa,
comprovando que o termo de transferência de calor por convecção é
muito pequeno, comparado com o valor do calor produzido pela
combustão. Como consequência, os modelos em CFD tem sido utilizados
para descrever a distribuição de temperatura e massa no momento que
antecede a combustão, gerando condições iniciais para a aplicação de
modelos multizona. Isto acontece devido ao custo numérico e
consequentemente temporal que uma simulação completa em CFD
demandaria para realizar o processo em HCCI (YAO; ZHENG; LIU,
2009) (ACEVES; et. al., 2001).
Trabalhos publicados nos últimos anos, tem intensificado a
utilização da ferramenta de CFD para análise em HCCI e SACI ( Spark-
Assited HCCI) usando DNS (Direct Numerical Simulation). Alguns foram realizados para identificar a capacidade que flutuações da
temperatura que ocorrem na estratificação térmica tem em alterar os
tempos característicos da combustão. Além disso, a implementação do
HCCI através do SACI vem sendo estudada intensivamente em DNS
61
como uma saída para tornar mais brandas as variações das propriedade
físicas. Discussões mais aprofundadas sobre esse tema são vistas nos
trabalhos de Truffin e Colin (2011) e Yoo et al. (2013).
Recentemente, Bhagatwala, Chen e Lu (2014) realizaram
diversas simulações em DNS utilizando etanol em um motor operando
em modo HCCI e SACI em que os tempos de compressão e expansão
eram emulados por trocas térmicas. Um dos vários objetivos do trabalho
era criar correlações que ligassem os efeitos de saída da simulação como
o IDT, e consequentemente, variações da taxa de aumento da pressão,
evolução da temperatura, pressão e HRR com condições de entrada. Os
resultados são apresentados na Figura 2.16. A linha em azul corresponde
a uma situação em que a estratificação de combustível é correlacionada
negativamente com a estratificação térmica, isto é, eram inversamente
proporcionais. A linha em preto representa uma mistura homogênea entre
ar e combustível em todas as regiões. A linha em vermelho representa um
resultado randômico e finalmente a linha tracejada mostrava o motor
operando como compressor. Observa-se que para os três casos
temperatura e pressão inicial eram idênticas. A Figura 2.16 evidencia que
a linha vermelha revelou um IDT extremamente baixo e
consequentemente temperatura, PRR e pressão foram bastante grandes.
Os autores atribuem além da concentração, a alta sensibilidade do etanol
a temperatura. Na outra extremidade está a correlação negativa, em que a
alta concentração de combustível em regiões frias fez com que o IDT
atrase pelo menos 5°CA.
62
Figura 2.16 - (a) HRR, (b) Temperatura, (c) Pressão e (d) PRR.
Linha vermelha indica correlação randômica de distribuição da
mistura ar/combustível. Linha azul representa correlação negativa
entre estratificação da mistura ar/combustível com a estratificação
térmica. Linha preta mostra mistura homogênea em toda a região.
Linha tracejada mostra o motor operando como compressor.
Fonte: Bhagatwala, Chen e Lu (2014)
63
3 MATERIAIS E MÉTODOS
O presente trabalho foi baseado em Sjöberg, Dec e Cernansky
(2005) e Sjöberg e Dec (2005). Genericamente, fundamenta-se na análise
do efeito da variação da temperatura e massa das zonas no modelo
multizonas, porém, sempre mantendo a energia total disponível na câmara
de combustão, química mais térmica, igual ao valor previsto no primeiro
caso validado de Sjöberg, Dec e Cernansky (2005). Utilizou-se o modelo
multizonas disponível no software ChemKin®. A fim de reduzir o custo
computacional, utilizou-se um mecanismo cinético reduzido para o iso-
octano.
A seguir, descreve-se os modelos utilizados, como as variação de
temperatura são impostas e quais são os parâmetros de desempenho
observados.
3.1 MODELAGEM DO MOTOR
3.1.1 Condições iniciais
Esse trabalho visa estudar as condições que levam ao
funcionamento estável de um processo de combustão HCCI. Conforme
discutido acima, essas condições são definidas pela energia contida na
câmara de combustão e pela variação espacial dessa energia. Portanto, as
condições iniciais de temperatura e massa impostas em cada zona se
tornam os parâmetros independentes nas simulações. Os parâmetros de
referência são os mesmos usados por Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) e
Sjöberg e Dec (2005). Assim, as condições iniciais das simulações são os
valores de massa, composição, temperatura e pressão da mistura contida
na câmara de combustão existentes no ponto morto inferior nos trabalhos
de Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) e Sjöberg e Dec (2005) e são,
portanto, conhecidos. Porém, a distribuição espacial da massa e da
energia no interior da câmara de combustão resultam de detalhes do
projeto do motor e do escoamento durante a admissão e são
desconhecidos para os motores usados por Sjöberg, Dec e Cernansky
(2005) e Sjöberg e Dec (2005). Esses valores poderiam ser obtidos a partir
de uma solução de CFD, como descrito acima, mas essa solução se
tornaria específica do motor e condições de operação em estudo, sendo
influenciada, por exemplo, pelo desenho da câmara de combustão, sede
de válvulas e condutos de admissão, e não exibiria uma generalidade que
permitisse extrapolar a análise para outras condições.
64
O método utilizado nesse trabalho consiste em analisar o cenário
de uma forma paramétrica, através da definição da distribuição de energia
e massa e da definição de métricas que caracterizem essa distribuição. A
distribuição de energia e massa utilizada deve, em primeira análise,
reproduzir adequadamente os resultados de Sjöberg, Dec e Cernansky
(2005) e Sjöberg e Dec (2005). Então, outros valores de distribuição
podem ser estipulados e os seus efeitos no comportamento do motor
podem ser verificados. Dessa forma, é possível cobrir uma larga faixa de
variações encontradas em aplicações e discutir quais condições tornariam
a operação em HCCI estável e controlável.
Uma vez que a quantidade de combustível na mistura é fixada
previamente, a distribuição de energia enfoca apenas na energia sensível.
A energia sensível total disponível na câmara pode ser determinada por
N
i
ipip TcmTmc1
(3.1)
Assumindo que o calor específico em cada zona seja
aproximadamente igual ao calor específico médio, a temperatura média
(mássica) na câmara de combustão torna-se,
N
i
iiTYT1
(3.2)
ou,
N
i
ii
T
TY
1
1 (3.3)
A energia interna total, ou, alternativamente, a temperatura
média do sistema T especificada nas condições iniciais, é mantida a
mesma para todas as situações analisadas. Cada termo i do lado esquerdo
da Eq. (3.3) é referenciado, ao longo do texto, como a fração energética
contida na zona i.
65
Define-se a média das temperaturas das zonas como
N
T
T
N
i
i
m
1 (3.4)
Finalmente, a estratificação da temperatura TW é definida como
a diferença entre a maior e a menor temperatura, sendo,
TW = Tmax - Tmin (3.5)
3.1.2 Estratificação térmica e mássica
De acordo com Sjöberg, Dec e Cernansky (2005), a condição de
estratificação térmica e mássica a ser implementada como condição
inicial em TDC é mostrada na Figura 3.1. Na Figura 3.1 são identificadas
um total de 5 zonas. A primeira zona (à esquerda na Figura 3.1) é
considerada inativa. Com temperatura de 290 K e compreende 14 % da
massa total de mistura. Essa zona corresponde à parcela de mistura que
não entra em ignição nas regiões periféricas da câmara de combustão. O
restante da massa de mistura é distribuída igualmente entre as 4 zonas
restantes, cada qual recebendo 21,5 % da massa total. Cada zona
representa uma faixa de 2,5 K em torno da temperatura especificada.
Assim, define-se que estas zonas ativas representam uma espessura
térmica (TWbdc) de 20 K, como ilustrado.
Figura 3.1 - Estratificação térmica e mássica .
Fonte: Sjöberg, Dec e Cernansky (2005)
66
Usando a equação da conservação da energia para as zonas, um
algoritmo foi escrito com intuito de estabelecer uma série de casos com
configurações de distribuição de temperatura e massa dentro do cilindro.
Assim, para cada caso abordado se define uma condição de estratificação
térmica e TW, e em função desta, se especifica a distribuição de massa
com a restrição de conservação da energia. Além disso, foram
determinadas duas configurações possíveis de gradientes mássicos (EM -
Estratificação Mássica), podendo ser, GPEM (Gradiente Positivo de
Estratificação Mássica), ou GNEM (Gradiente Negativo de Estratificação
Mássica), tomando a parede do cilindro como ponto de referência
espacial, sendo a direção crescente aquela para o centro do cilindro.
As Figura 3.2 e 3.3 serão usadas para ilustrar como as condições
discutidas acima serão atribuídas e usadas para análise. Nelas, cada
retângulo representa um caso estudado. No eixo da temperatura,
identifica-se a temperatura termodinâmica da mistura T , a mesma para
todos os casos, e para cada caso, a média das temperaturas Tm, que varia
como resultado da atribuição de temperatura para cada zona. Para cada
caso, usa-se uma flecha cuja direção indica a direção na qual a massa é
estratificada e cuja espessura indica a intensidade na qual a massa é
deslocada para manter a temperatura média da mistura constante. Os
casos são escolhidos de forma a representar diferentes estratificações de
massa e energia para a mesma energia e massa totais, dessa forma
permitindo analisar o efeito dessas configurações na estabilidade da
combustão.
A Figura 3.2 apresenta as condições de gradiente de massa
positivo (GPEM), ou seja, a distribuição de massa está mais deslocada
para o lado das temperaturas maiores, que é a região mais interna do
cilindro. O primeiro retângulo identifica a condição inicial vista na Figura
3.1. Todos os casos apresentam a média da temperatura Tm menor que a
média da temperatura do caso inicial Tm, i, indicando que a massa deve ser
deslocada para o lado quente para que a energia total, representada por
T , se mantenha constante. Quanto maior o deslocamento de Tm em
relação a Tm, i, maior a intensidade da estratificação da massa. O caso 1
representa uma grande estratificação de temperatura, ou seja, um alto TW,
mas observa-se que Tm é próximo a Tm, i, o que implica em uma baixa
estratificação de massa. O caso 2 possui uma temperatura máxima muito
próxima à condição inicial, porém a temperatura mínima é bem menor.
Assim, tem-se alto TW e uma alta estratificação de massa. Nos casos 3 e
67
4, manteve-se a mesma espessura térmica TW e apenas deslocou-se as
temperaturas máxima e mínima para valores progressivamente menores.
O caso 3 apresenta um Tm muito próximo de Tm, i, resultando em baixa
estratificação da massa. Já no caso 4, o valor de Tm é significativamente
menor que Tm, i, resultando em uma maior estratificação da massa.
Figura 3.2 - Exemplos de distribuição de massa e temperatura para
GPEM.
A Figura 3.3 apresenta condições de estratificação da massa
negativa (GNEM), ou seja, a massa da mistura está mais deslocada para
as regiões frias as quais estão mais próximas da parede do cilindro. Todos
os casos apresentam a média da temperatura Tm maior que a média da
temperatura do caso inicial Tm, i, indicando que a massa deve ser
deslocada para o lado frio para que a energia total, representada por
T , se mantenha constante. Os casos 1 e 2 possuem o mesmo valor de
TW, porém valores progressivamente menores de temperaturas máxima
e mínima. O caso 2 exige um deslocamento maior de massa para o lado
frio para manter a temperatura média constante do que o caso 1. Para o
3º, este necessitará um deslocamento ainda maior. Em comparação os
casos 4 e 5 em relação ao à condição inicial, nota-se uma espessura
térmica maior, mas pouca diferença de estratificação entre a condição
inicial e 4. O caso 5 pode-se apresentar com condições de estratificação
68
quase que iguais ao padrão pois houve um alargamento tanto da parte
superior quanto inferior da temperatura. Isso em resumo, diminui as
"tensões" térmicas do sistema.
Figura 3.3 - Exemplos de distribuição de massa e temperatura para
GNEM.
Todos os resultados gerados para condições de estratificação
térmica produzem um número muito grande de casos possíveis de
combinações de estratificação mássica. Sendo assim, foram simulados os
casos que apresentassem menor gradiente para o caso de GPEM e o maior
gradiente para GNEM. Isso se deve ao fato de que estamos procurando os
casos que impoem limites ao funcionamento do HCCI. Isso será abordado
de forma mais clara na seção 4.
3.1.3 Fração de EGR
Esse trabalho tem por objetivo avaliar apenas o comportamento de um sistema termodinâmico em certas condições de estado impostas.
Dessa maneira, entende-se a presença de EGR como se fosse um EGR
externo resfriado. Além disso, não é objetivo convergir a massa de EGR
interna ao longo de muitos ciclos, mas apenas avaliar o efeito de uma
69
determinada concentração de EGR, mantendo fixa a energia total na
câmara de combustão.
A razão de EGR é definida, por exemplo, em Zheng, Reader e
Hawley (2004), como
exaustãoCO
admissãoCOEGR
2
2
(3.5)
onde 2CO é a fração molar de CO2 na mistura após o fechamento da
válvula de admissão.
O aumento do EGR diminui a concentração de ar. Assim, as
frações molares de oxigênio e nitrogênio da presença de EGR tornam-se
)1(21.022 COO (3.6)
)1(79.022 CON (3.7)
Esse modelo é usado para determinar a composição de entrada
na simulação numérica.
3.1.4 Variação da espessura térmica
Variações na rotação alteram o tempo disponível para a troca de
calor ( ht ) entre as paredes do cilindro e o gás. Com isso, a mistura ar-
combustível tem a tendência de apresentar maior uniformidade na
temperatura para altas rotações. O tempo de residência é proporcional ao
inverso da rotação, 1~ RPMth , enquanto que a velocidade média do
pistão é proporcional à rotação, RPMw ~ . Assim, a velocidade média
do pistão é geralmente utilizada como a escala de velocidade do gás
apropriada para a transferência de calor por convecção superficial entre a
mistura e as paredes da câmara de combustão, entrando, portanto, na
definição do número de Reynolds característico. Considerando que o
escoamento na câmara de combustão seja turbulento, as correlações mais
simples estabelecem uma dependência entre o número de Nusselt e o
número de Reynolds, baseados no diâmetro do cilindro B, na forma
constNu 8.0Re/ . Portanto, 8,0~ wNu . Um exemplo de correlação desse
70
tipo é dada em Heywood (1988, p. 678 - 680), inicialmente proposta por
Woschni (1967),
8,055,08,02,02 )/()()()(26,3)/( smwKTkPaPmBKmWhc
(3.8)
Para o escoamento em camada limite, /~ khc, onde é a
espessura da camada limite térmica. Assim, conclui-se que 8,08,02,0 ~~ RPMwB . Sjöberg e Dec (2005) concluem que a variação
da temperatura através da camada limite na parede é da ordem de 2.0RPM
. Com isso, Sjöberg e Dec (2005) sugerem que,
2.0
120020
RPMTW (3.9)
O comportamento de TW em função da rotação é representado
na Figura 3.4, e será o modelo utilizado nesse trabalho.
Figura 3.4 - Variação da espessura térmica TW com a rotação do
motor.
71
3.2 PARÂMETROS DE ANÁLISE
Aqui são apresentados os parâmetros numéricos usados pela
literatura para análise do processo de combustão em HCCI. Os
parâmetros usados na análise de motores são muitas vezes simplificados
em relação a todas as variáveis envolvidas no processo físico, porém, são
muito efetivos na determinação do comportamento da combustão.
3.2.1 Referência de Combustão - CA50
Um importante fator em motores HCCI é a determinação de um
parâmetro que representa um instante de referência para combustão,
conhecido como combustion phasing ou ainda CA50. Esse parâmetro só
começou a ser bem definido nas pesquisas numéricas após o
entendimento de que o sistema termodinâmico da câmara de combustão
não é homogêneo resultando em um gradiente térmico. Assim, os
resultados passaram não mais só a definirem o atraso da ignição, mas
passaram a representar com acurácia o valor do CA50 que possui grande
influência no controle do PRR. Esse parâmetro é definido como o
instante quando 50% da energia da reação foi liberada pela combustão.
Assim, apenas como ilustração é mostrado na Figura 3.5 a taxa de
liberação de calor (HHR) de uma reação em processo contínuo em um
motor HCCI, que representa dois exemplos de sistemas com energia
térmica distintas, e compara como estes se comportam. O CA50 é
controlado pela quantidade de energia inserida no sistema. Com isso,
observa-se que o sistema em vermelho se apresenta com uma energia
maior que o azul. Além disso, nota-se que a combustão inicia muito antes
no vermelho e a taxa de liberação de calor do azul se evidencia menor.
Na próxima seção é mostrado que outros resultados finais podem ser
atingidos através de análise mais aprofundada das configurações
possíveis.
72
Figura 3.5 - Taxa de liberação de calor contínua vs. ângulo do
virabrequim. Comportamento do HRR com a configuração do
sistema.
O modelo multizona apresenta um comportamento discretizado
da combustão nos permitindo analisar os efeitos da espessura térmica
sobre a evolução da combustão. Assim, na Figura 3.6 observa-se a ignição
de cada zona ocorrendo no momento em que a taxa de liberação de calor
atinge seu maior valor e além disso, o calor líquido acumulado durante os
momentos cruciais para motores HCCI, o final da compressão e o
processo de expansão.
73
Figura 3.6 - Taxa de liberação de calor do modelo multi zona s.
Revela a discretização e sequência da combustão nas zonas para
um resultado ilustrativo .
3.2.2 Taxa de aumento de pressão
A simulação no modelo multizonas pode resultar em uma curva
de pressão que apresenta flutuações, decorrentes da superposição dos
picos de pressão sucessivos das várias zonas, especialmente, em altas
razões de equivalência. Essas oscilações podem resultar em uma má
interpretação do valor local onde ocorre a taxa máxima de aumento de
pressão. Sjöberg e Dec (2005) definem um método para obter o PRR
máximo que ocorreria se a combustão fosse contínua, ou seja, se houvesse
um número infinito de zonas. Inicialmente, obtém-se os valores de taxa
de aumento médio da pressão calculado para cada par de zona adjacente.
Então, para cada zona, o valor o PRR máximo é aquele correspondente
ao tempo no qual ocorre 50% da queima de combustível na respectiva
zona. A Figura 3.7 apresenta o resultado para uma determinada condição.
74
Figura 3.7 - Variação da pressão e os pontos onde são definidos os
máximos PRR. É mostrado na Figura a ident ificação dos números
das zonas.
A curva em azul corresponde à curva de acréscimo de pressão
para a mistura utilizando um modelo de 5 zonas, sendo que a zona 1 não
entra em combustão (conforme o esquema da Figura 3.1). Os pontos em
verde identificam os locais onde ocorrem os valores máximos de PRR
para cada uma das 4 zonas.
3.2.3 Critério para surgimento de ondas de pressão
Complementarmente, Eng (2002) definiu uma equação para
quantificar uma intensidade de variação de amplitude de pressão que
poderia resultar em danos à estrutura do motor, discutida inicialmente na
seção 2.1.5. A energia por unidade de área contida em uma onda sônica
pode ser expressa como
cP
PI
2
2
1
(3.10)
onde é a razão entre os calores específicos, P é a amplitude da
variação de pressão através da onda, P é a pressão média do fluido e
5
4
3
2
75
RTc é a velocidade do som. Durante o processo de combustão em
HCCI, ele denominou de RI (Ringing Intensity) a energia contida em uma
onda sônica dentro da câmara de combustão, modelada pela equação
máx
máx
máxRT
P
dt
dP
RI
2
2
1
(3.11)
onde o termo de variação de pressão é dado em kPa/ms e a pressão
máxima em kPa. Então, a unidade que resulta para o RI é 2/ mMW .
O fator de escala é medido a partir da amplitude de oscilação
da pressão relativo máximo PRR. Esse fator depende das características
do motor sendo analisado. Nota-se que o valor usado por Sjöberg e Dec
(2005) foi o mesmo usado por Eng (2002).
Para o motor testado, Eng (2002) verificou que o valor máximo
admitido de RI antes que ocorrece detonação era 5 MW/m2. Esse valor
será tomado como referência neste trabalho.
3.3 PROCEDIMENTO DE CÁLCULO E ANÁLISE
A partir do estabelecimento do método de modelagem do motor
(realizado através do software Chemkin®) que irá executar as simulações
e dos parâmetros; de entrada sendo as condições iniciais, e de saída
apresentado pelo CA50, HRR, PRR e RI o procedimento de cálculo e
análise segue as seguintes etapas:
1. Determinação de TW e do nível de Tm, a partir da temperatura
da zona 5;
2. Determinação de que configuração de massa é desejada
GP/GN;
3. Obtenção a distribuição de frações mássicas nas zonas.
4. São dados os valores de entrada no ChemKin®; frações
mássicas das zonas, temperaturas de cada zona e rotação do
motor;
5. São retirados para pós processamento valores de variação da
temperatura de cada zona, variação da pressão e HRR;
6. Quando necessário analisa-se se houve a ocorrência de Knock
através do RI.
76
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES
A análise verificou o comportamento da combustão HCCI quanto
à variações na distribuição espacial da massa, temperatura e,
consequentemente, da energia. Os parâmetros analisados são a taxa de
aumento de pressão e o limite do PRR . Todas as análises foram feitas
mantendo-se fixa a energia disponível no motor estudado por Sjöberg,
Dec e Cernansky (2005) e Sjöberg e Dec (2005). O mecanismo reduzido
de cinética química de combustão contendo 112 espécies químicas e 467
reações químicas para a oxidação de iso-octano de Xin, Law e Lu (2009)
foi utilizado. Esse mecanismo foi obtido a partir da redução do
mecanismo detalhado contendo 857 espécies químicas e 3606 reações
químicas desenvolvido no LLNL (Lawrence Livermore National Laboratory) inicialmente por Curran (2002).
Conforme apresentado no capítulo de revisão bibliográfica,
Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) realizaram simulações em CFD e em
multizonas com o intuito de reproduzir e analisar as medições realizadas
no motor que eles estudaram. Naquele trabalho, os objetivos principais
daquelas simulações eram validar alguns casos experimentais com a
simulação em modelagem multizonas (mesma da seção 2.3.1). Além
disso, foi caracterizado a importância da espessura térmica no controle da
combustão e as consequências do controle da distribuição de temperatura
inicial do sistema sobre o controle da combustão. Assim, cada simulação
daqueles autores é realizada com uma energia total diferente, o que
certamente implica em comportamentos que não decorrem apenas da
estratificação, mas do fato de ter-se energias diferentes. Aqui, ao invés da
estratégia de Sjöberg, Dec e Cernansky (2005), realiza-se todas as
simulações mantendo constante a energia total da mistura na câmara de
combustão e isso se torna a principal contribuição desse trabalho, como
será mostrado a seguir.
Esse capítulo inicia, na seção 4.1, apresentando a solução do
modelo de base de forma a reproduzir os resultados de Sjöberg e Dec
(2005), com o objetivo de definir as condições de operação do motor,
testar os modelos e o algoritmo numérico e de estabelecer as condições
iniciais para as demais simulações. A seguir, na seção 4.2, discute-se os
resultados da combustão em HCCI quando são usados os modos GPEM
e GNEM de estratificação de massa, em relação ao estado de referência.
Para isso, inicialmente, mantém-se constantes 367,0 e velocidade
de rotação do motor 1200 rpm para todos os casos analisados. Em
77
seguida, na seção 4.3, as condições discutidas anteriormente sob o aspecto
do controle espacial da energia do sistema são testadas nas diversas
rotações que o motor pode adquirir. E por fim, na seção 4.4, analisa-se o
uso de EGR que é um recurso bastante eficiente e usado em HCCI.
4.1 DEFINIÇÃO DAS CONDIÇÕES INICIAIS
A Tabela 4.1 apresenta as especificações geométricas do motor
de Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) e Sjöberg e Dec (2005) que será
usado em todo o trabalho. Como ponto de referência o TDC é sempre
definido em 360°.
Tabela 4.1 - Especificações do motor
Deslocamento volumétrico ( um cilindro) 0,981 litros
Diâmetro do Pistão 102 mm
Curso 120 mm
Comprimento da Biela 192 mm
Razão de compressão medida 17,6
Número de válvulas 4
Fonte: Sjöberg, Dec e Cernansky (2005)
A maior dificuldade de gerar a condição experimental medida
por Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) decorre de que algumas
características da mistura e da câmara de combustão não foram mapeadas
pelos autores, levando à necessidade de decisões nos valores reais dos
parâmetros utilizados a fim de reproduzir as medições, conforme
explicado a seguir. A Figura 4.1 apresenta a curva de pressão
calculada para as condições de Sjöberg, Dec e Cernansky (2005). Esse
resultado representa o motor operando com baixa quantidade de gases
residuais, à 1200 rpm, em mistura pobre com 367,0 , com atraso do
CA50 em 368°. Para as condições iniciais de temperatura em BDC de 398
K e espessura térmica de 20 K, a mistura é caracterizada pela temperatura
termodinâmica, em BDC de 43,376T K. Foram usadas 5 zonas,
sendo que a zona 1 não sofre ignição, pois é considerada pelos autores a zona inativa, referente a camada limite.
A Figura 4.1 mostra em (a) o resultado do trabalho base em que
é mostrado a comparação do resultado computacional com mecanismo
cinético detalhado de LLNL com o experimental e do presente trabalho
em (b), o qual foi usado o mecanismo reduzido para iso-octano.
78
(a)
(b)
Figura 4.1 - Modelo de curva de pressão para (a) trabalho com
mecanismo cinético detalhado e (b) para mecanismo reduzido para
iso-octano. (a) Compara o resultado experimental do moto r com
razão de compressão de 17,6 e 38,0 , com modelo numérico
adiabático de razão de compressão de 15,9 e 367,0 . (b)
Emula o resultado numérico para mecanismo de cinética química
reduzida. Temperatura central de 398 K, espessura térmica de 20 K
à 1200 rpm com , CA50=368°. A temperatura
termodinâmica do sistema em BDC, é 376,43 K.
Nota-se que o modelo numérico foi ajustado para representar de
forma fiel a curva de pressão medida experimentalmente. Assim,
enquanto no experimento a razão de equivalência era igual 0,38, nas
simulações ela foi ajustada para 0,367 por causa da possível presença no
367,0
79
experimento de algum gás residual ao final da exaustão e início da
admissão, o qual é responsável pela diluição da nova mistura e não foi
quantificado pelos autores. A pressão no BDC foi modificada para 99
kPa. Segundo os autores, essa pressão no BDC foi usada com intuito de
corrigir o que ocorre no motor real, já que a válvula de admissão
permanece aberta até os 25° depois do BDC e com isso, só a partir desse
ponto irá começar à compressão. A razão de compressão do motor real é
de 17,6, sendo que o modelo de simulação foi ajustado para 15,9. Esse
valor é usado devido a uma série de simplificações do modelo numérico,
porém, que representa bem a curva de pressão até o TDC. Com isso, o
modelo pode ser considerado adiabático, sem a necessidade da
modelagem de troca de calor que levaria a um problema numericamente
muito mais complexo. Os efeitos de blow-by também foram
negligenciados.
Além dessas características gerais, outras condições foram
usadas para gerar as condições inciais de Sjöberg, Dec e Cernansky
(2005). A Figura 4.2 mostra como foi definido o gradiente de temperatura
das 5 zonas no BDC. Nela é vista a zona inativa bem como as 4 zonas
ativas que representam o núcleo da câmara de combustão. Em seu
trabalho, Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) usaram este resultado como
uma aproximação do resultado obtido de simulações detalhadas de CFD.
Figura 4.2 -Gradiente de temperatura no BDC para o caso validado
em Sjöberg, Dec e Cernansky (2005). O número de cada zona é
identificado na Figura.
5 4
3 2
1
80
Com base nessa distribuição de temperatura, depositou-se 14%
da fração mássica da mistura ar-combustível na região fria, a qual não
entra em ignição, como pode ser visto no histórico de temperaturas de
cada zona mostrado na Figura 4.3. Essa zona fria representa os pontos no
motor com ausência de combustão, como a região das folgas laterais entre
pistão e parede, a camada limite e o efeito de blow-by. Para completar as
informações sobre o modelo validado, as outras regiões foram definidas
com frações mássicas constantes o que é descrito de forma mais detalhada
nas seções seguintes.
Figura 4.3 - Resultado do histórico de temperatura para curva de
pressão validada. Evolução da temperatura do modelo multizona
para cada zona.
Adicionalmente, mostra-se a curva de pressão abaixo para outro
caso também analisado por Sjöberg e Dec (2005), para 1200 rpm com
TW=20K, 244,0 para a simulação e 26,0 para o experimento.
Nesta comparação nota-se primeiramente que a energia necessária para atingir uma mesma pressão para o caso mais pobre é maior. Além disso,
o resultado para 367,0 revela a presença de flutuações (degraus) na
curva de pressão. Isto decorre da maior agressividade da combustão para
altas razões de equivalência em HCCI, o que evidencia a pouca
81
discretização utilizada no modelo numérico. Porém, os autores mostraram
que o aumento da discretização das zonas não altera significantemente o
resultado. Para finalizar, é estabelecido que a análise desse texto é voltada
para discussão de altas razões de equivalência para HCCI.
Figura 4.4 - Comparação entre curvas de pressão. Ambas as curvas
com TW=20K e 1200 rpm, variando com 244,0 e
CA50=TDC e 367.0 CA50=368°.
4.2 EFEITO DA ESTRATIFICAÇÃO DE MASSA
4.2.1 Efeito do Gradiente positivo de massa (GPEM)
Para analisar esse parâmetro, aplicou-se variações da temperatura
de T = 5 K, mantendo a espessura térmica constante em TW = 20 K,
porém mudam o nível energético das zonas, ou seja, mT se alterou. Como
foi argumentado anteriormente, a energia do sistema global é mantida a
mesma em todas as avaliações, porém cada zona fica submetida a níveis
energéticos diferentes. As distribuições de massa resultantes são
mostradas na Figura 4.5. Cada distribuição é identificada pelo valor da
temperatura na zona central do motor no instante de BDC. O caso
validado com o experimento em Sjöberg, Dec e Cernansky (2005), Figura
4.5, corresponde à temperatura da zona central de 398 K. Os outros casos
aumentam progressivamente a estratificação de massa sempre no modo
GPEM. Introduz-se uma propriedade ligada ao nível em que os gradientes
82
de fração mássico estão configurados. Quando uma distribuição de
temperatura é definida, existe uma infinidade de possibilidades de
distribuição de massa para manter a energia constante. Defini-se como
GPEM mínimo aquele em que o desvio padrão da distribuição de massa
ou, os gradientes de forma global do sistema, apresenta menor valor.
Posteriormente durante o texto, é identificado qual sua influência dessa
intensidade dos gradientes sobre os parâmetros de análise.
Figura 4.5 - Distribuição da Energia vs. Massa Acumulada. Uso do
GPEM mínimo como possibilidade de usar o maior potencial de
homogeneidade do sistema.
O sistema na condição validada mostra que a massa está
distribuída na forma como fora atribuída, sendo 21,5% para cada região
ativa e 14% para região não ativa. A condição de energia total constante
faz com que a alteração de mT (nesse caso, progressiva diminuição) force
as frações mássicas a se deslocarem para as regiões mais quentes
(mostrado no diagrama da Figura 3.2). Pode-se utilizar uma medida de
desvio padrão da distribuição de energia (DP) como uma métrica para a
variação espacial da energia na câmara de combustão. Caso a mistura
tivesse energia homogênea, cada zona teria 20% da energia total. A
distribuição de energia mostrada na Figura 4.5 pode ser convertida em
83
uma função de distribuição de probabilidade conforme mostrado na
Figura 4.6.
Figura 4.6 - PDF da energia parcial à partir das variações da mT .
Quanto maior for o desvio de mT em relação a condição padrão,
maior o desvio padrão. Isso acontece porque quando a temperatura média
do caso sendo estudado é inferior ao Tm, i do caso de base, a massa deve
se concentrar em regiões com mais energia para satisfazer a condição de
energia constante. Essa diferença na atribuição das condições iniciais
diferenciam as conclusões obtidas aqui em relação àquelas obtidas por
Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) e é a principal contribuição desse
trabalho.
A Figura 4.7 exibe a comparação entre as curvas de pressões para
os casos simulados. Os casos identificados como [1] reproduzem as
simulações de Sjöberg, Dec e Cernansky (2005). Os casos identificados
como GPEM são os resultados obtidos com a metodologia adotada nesse
trabalho. Em primeiro lugar, nota-se que nos dois modelos,
semelhantemente, a combustão é sempre atrasada para os valores de mT
menores. Observa-se que em 396 K praticamente não há diferença na
forma como a energia é distribuída pois ambos os modelos fornece a
mesma curva de pressão. Porém, em 394 K a diferença torna-se bastante
acentuada.
84
Figura 4.7 - Variação da pressão sobre diferentes temperaturas da
região central, TW=20K.
A Figura 4.8 evidencia com mais detalhes a diferença entre os
dois modelos para as simulações com temperatura inicial da zona central
de 397 K à 394 K. Nos dois primeiros casos testados, 397 K e 396 K, a
diferença de fração mássica permanece muito parecida à original devido
à pouca diferença entre as respectivas temperaturas médias (Figura 4.6).
Já o contrário é visto nos dois últimos casos, nos quais a diferença de
temperatura média em relação à original força as frações mássicas a
compensar a diferença de temperatura, resultando em uma quantidade
muito maior de massa nas regiões quentes. Assim, a combustão passa a
iniciar muito mais cedo e, aliado a isso, como grande parte do combustível
foi queimado nas primeiras zonas, a duração da combustão é bastante
reduzida em relação ao modelo proposto de Sjöberg, Dec e Cernansky
(2005).
85
Figura 4.8 - Início da combustão vs. Duração da Combustão,
TW=20K.
Assim, mostra-se que através do controle dos gradientes de
frações mássicas, os parâmetros de atraso de ignição e duração da
combustão podem ser modificados. Este efeito é mais explorado nas
próximas seções.
4.2.2 Efeito da espessura térmica
Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) e Sjöberg e Dec (2005)
concluíram que a espessura térmica é a propriedade com maior influência
sobre o controle da combustão em HCCI, pois executa a função de atraso
de ignição entre zonas sob altas cargas. Os autores mostram que uma
estratificação térmica com a temperatura da região central superior a um
caso em que esta mesma está em menor temperatura, porém com
espessura térmica maior, pode amortecer a velocidade com que a pressão
cresce no cilindro, como é evidenciado na Figura 4.9. Quando a espessura
térmica foi aumentada, o sistema passou de uma energia de
43,376T K em que a temperatura central era de 398 K e espessura
térmica de 20 K, para temperatura central de 402 K e espessura térmica
de 40 K, tornando 42,373T K, o que resulta em uma cinética
química mais lenta. Nota-se que a combustão foi adiantada devido as
T=397K
T=396K
T=395K
T=394K
86
primeiras duas zonas terem adquirido maior energia com a mudança,
resultando em um adiantamento do CA50.
Figura 4.9 - Pressão vs. CA. Efeito do aumento de espessura
térmica relatado em Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) .
Sob este ponto de vista, a Figura 4.10 apresenta a análise de como
as mudanças na temperatura média e TW alteram a estratificação mássica
e consequentemente as características de ignição. Primeiramente, para
temperatura central de 398 K a temperatura média resultante é 370,4 K.
Já para o segundo caso, 402 K, a média torna-se 367,6 K. Na seção
anterior, mostrou-se que ao manter-se a energia total constante através do
deslocamento da massa, a variação da temperatura origina efeitos
diferentes no motor. Na Figura 4.10 mostra-se que a variação da energia
total, mesmo que pequena, também tem um forte efeito na combustão, um
aspecto não observado em Sjöberg, Dec e Cernansky (2005). Nota-se que
a taxa máxima de variação de pressão passou de 7,8 bar/°CA para 4,5
bar/°CA, atingindo um objetivo de controle do motor.
87
Figura 4.10 - Efeito da espessura térmica sobre a pressão com
GPEM.
4.2.3 Efeito do gradiente negativo de massa (GNEM)
Até esta seção do trabalho foram realizadas análises com
gradientes positivos de estratificação mássica. Além disso, foi utilizado
como critério para todos os casos, o uso do menor desvio padrão na
estratificação da massa, ou seja, uma análise sobre a condição que
resultaria em menores PRR para esta condição. Isto revelou uma
influência das temperaturas médias, implicando em estratificação de
massa para manter a energia total constante, em atrasar a combustão.
Agora, é analisado o efeito de gradientes negativos de estratificação
mássico sobre o atraso de ignição e consequentemente sobre o PRR.
A Figura 4.11 revela como é o comportamento da curva de
pressão quando são comparados três casos aparentemente semelhantes,
mas com estratificação de massa em direção diferente. Esses casos se
referem a um resultado com temperatura média 369,2 K (muito próximo
ao validado), mas com alta espessura térmica (40 K) resultando em
grandes diferenças de temperatura entre zonas. Nesse caso em que Tm é
próximo do caso validado o DP torna-se baixo para os dois casos, mas
verifica-se a grande influência da forma de estratificação da massa.
Verifica-se que uma pequena quantidade de concentração de massa em
regiões mais quentes gera uma combustão mais rápida. Já o gradiente
88
negativo, onde se deslocou a energia através da concentração da massa
para regiões mais frias do cilindro, resultou em um efeito semelhante ao
aumento de espessura térmica nas simulações de Sjöberg, Dec e
Cernansky (2005).
Figura 4.11 - Comparação entre os modelos de estratificação
térmica e mássica e comparação ente estratificações positivas e
negativas.
A Figura 4.12 mostra o comportamento da distribuição normal
da energia para a configuração de GNEM. O desvio padrão da energia é
crescente com o aumento da temperatura em relação as condições
validadas de 398 K. A variação observada nas curvas é causada pela
intensidade com que os níveis de temperatura podem ser configurados.
89
Figura 4.12 - Desvio padrão para gradiente negativo de
estratificação mássica com TW=20K
A Figura 4.13 compara os efeitos dos gradientes positivos e
negativos. O desvio padrão para o gradiente positivo foi mantido o
mínimo, e para negativo fora mantido o máximo. O aumento da
temperatura central para as mesmas condições de gradiente causam
antecipação da combustão. A Figura 4.13 indica resultados muito
semelhantes entre Sjöberg, Dec e Cernansky (2005) e GPEM, mesmo
para condições acima de 398 K. Porém, o que mais se destaca, é a
elevação do nível de atraso e da duração da combustão com GNEM.
Como foi comentado nas seções anteriores, a medida que Tm cresce acima
da condição validada, a possibilidade de estratificação aumenta o que
torna DP maior, resultando nas maiores diferenças entre as curvas.
Quando o sistema começa a diminuir sua temperatura média, a tendência
é que a estratificação torne-se "mais homogênea" chegando a DP
menores, o que leva a intervalo de ignições reduzidos e como se observa
no gráfico, a duração da combustão é reduzida. Além disso, o ponto de
temperatura de 396 K é o ponto onde o desvio padrão da energia entre os
sistemas é muito próximo, o que leva às características de combustão
observadas.
90
Figura 4.13 - Início da combustão vs. Duração da Combustão com
TW=20K.
Além da mudança nítida vista no comportamento da curva de
pressão, outra consideração é realizada. As análises nas seções 4.2.1 e
4.2.2 foram todas feitas usando dados resultantes da escolha do menor
desvio padrão. Isto é justificado pelo efeito físico que buscado, já que um
aumento na estratificação energética resultaria nos casos anteriores em
resultados ainda mais indesejados para o PRR para GPEM. A Figura 4.14
revela a comparação entre curvas de pressão para gradientes negativos
com desvio padrão máximo e mínimo à título de ilustração. Todos os
casos testados para desvio padrão entre os valores máximo e mínimo
encontram-se no intervalo entre estas duas curvas. O resultado final é um
PRR de 7,36 bar/ºCA para DP mínimo, contra 6,69 bar/ºCA para o DP
máximo.
T=402K
T=400K
T=398K
T=397K
T=396K
91
Figura 4.14 – Curvas de pressão para comparação entre desvio
padrão máximo e mínimo para gradiente negativo de estratificação
mássica.
4.3 ANÁLISE DA TAXA DE AUMENTO DE PRESSÃO
A seguir, analisa-se o comportamento do PRR com a variação da
espessura térmica e a temperatura média das zonas.
A Figura 4.15 apresenta três curvas com espessura térmica
constante e diferentes valores das temperaturas iniciais das zonas centrais.
O eixo x da Figura 4.15 corresponde ao valor da temperatura da zona
central. O crescimento de Tm implica em crescimento da energia total.
Logo, independente da estratificação da massa, um aumento de PRR
ocorre com o aumento de Tm. A curva de GPEM mostra que para o
aumento da temperatura média, há um aumento do PRR. Porém, observa-
se que na menor temperatura exposta a curva não segue esse padrão. Esse
fato pode ser explicado voltando à Figura 4.7, onde o excesso de
estratificação mássico provoca uma reação mais agressiva na primeira
zona. A maior espessura de temperatura entre zonas leva a uma diluição
da carga térmica (menor Tm), assim, na configuração de estratificação
negativa a curva de TW = 24 K apresenta valores menores que TW = 20
K, ainda que estes cresçam praticamente na mesma taxa.
92
Figura 4.15 - Variação do PRR máximo vs. Temperatura inicial
com TW constante. Resulta em alteração do
A da Figura 4.16 mostra a variação da taxa de crescimento de
pressão máxima em função da espessura de temperatura TW, em escala
de Arrhenius. Esse resultado poderia ser deduzido em consequência do
que foi observado na Figura 4.15. Todas as três linhas exibem o mesmo
comportamento, mas com evoluções implícitas completamente opostas.
Para o GPEM o aumento da espessura térmica conduz a um deslocamento
de massa cada vez maior para o centro, com intuito de satisfazer a
constância da energia total. Assim, para o ponto TW=20 K e temperatura
central de 398 K, a distribuição da massa é homogênea resultando na
maior velocidade média de reação. Com o aumento da espessura, os
gradientes crescem, resultando em maior tempo para que as temperaturas
das zonas atinjam sua condição de ignição. Porém, com o contínuo
aumento da espessura térmica, a temperatura média Tm decai, exercendo
grande influência sobre a estratificação. Para os dois casos de GNEM
mostrados na Figura 4.16, a evolução da estratificação é indiferente.
Nesta configuração, primeiramente, pequenos valores de TW, significam
alta carga e alta Tm. Mesmo que a massa migre para regiões mais frias,
estas ainda assim são muito quentes, pois Tm é maior que T , resultando
uma rápida queima. A queda do PRR torna-se intensa com a diminuição
mT
93
da temperatura média do sistema, vindo ao encontro do que é visto na
Figura 4.17.
Figura 4.16 - Variação do PRR máximo vs. TW com a
temperatura inicial constante. Resulta em alteração do Tm
A Figura 4.17 mostra como o desvio padrão se altera para as
diferentes características de estratificação em função das temperaturas
médias. Este gráfico indica que as menores temperaturas médias foram as
que resultaram em menor desvio padrão e menor PRR para GNEM, sendo
o contrário observado para GPEM.
94
Figura 4.17 - Desvio padrão vs. temperatura média. Mostra a
relação fundamental entre o DP e o PPR e comportamento inverso
das curvas de GP e GN.
As discussões acima mostram o comportamento geral da
influência da espessura térmica sobre a estratificação mássica e
consequentemente o PRR. Entretanto, de modo a avaliar as propriedades
de TW sobre HCCI valores muito grosseiros de espessura térmica foram
usados como uma lente de aumento para capturar seus efeitos, o que não
reflete as variações reais que a espessura térmica apresenta. Dessa forma,
mostra-se abaixo alguns resultados que além de se restringir às variações
de TW, isolam o efeito da temperatura média sobre a combustão e os
gradientes mássicos. A analise é feita sobre uma pequena variação 1,5 K
do nível das temperaturas médias. A Figura 4.18 mostra que sempre o
GNEM máximo, Figura 4.20, vai resultar em menores PRR, onde a Figura
4.19 revela que a duração da combustão será sempre maior, considerando
o mesmo nível de temperatura média.
95
Figura 4.18 - Efeito da espessura térmica e temperatura média
sobre o PRR em GNEM.
Em todos os casos, o aumento da espessura térmica, como é
mostrado por Sjöberg, Dec e Cernansky (2005), aumentará o tempo de
combustão. Porém, nota-se oscilações no PRR na curvas de Tm constante.
Esse fato decorre do aumento das temperaturas das regiões centrais e
diminuição da temperatura das regiões mais externas. Isso leva a primeira
ignição a ocorrer mais cedo, ou seja, em um ângulo do virabrequim mais
perto do TDC, numa posição na qual a pressão pode ser elevada mais
rapidamente.
96
Figura 4.19 - Efeito da espessura térmica e temperatura média
sobre a duração da combustão em GNEM.
A Figura 4.20 mostra o efeito da espessura térmica e temperatura
média sobre o desvio padrão em GNEM. Verifica-se que pequenas
variações na estratificação térmica dentro da faixa real de espessura
térmica disponível nos motores resultam em imperceptíveis reduções nos
gradientes de estratificação mássico, sendo este só intensificado com
aumento da temperatura média.
97
Figura 4.20 - Efeito da espessura térmica e temperatura média
sobre o desvio padrão em GNEM
Conclui-se da análise acima que, apesar de toda a tentativa em
aliar estratificação mássica e térmica com o intuito de atrasar a
combustão, esta se apresenta com muito mais dependente do nível
térmico médio em que se encontra o sistema do que das modificações para
torná-lo não homogêneo. A diferença entre PRR, tanto para gradientes
máximos quanto para mínimos, aumenta de forma acentuada quando a
temperatura média é aumentada, e depende pouco dos outros fatores. Esse
aspecto tem efeito predominante na combustão HCCI e exerce grande
limitação na capacidade de controle para altas cargas.
4.4 VARIAÇÕES DE CONDIÇÃO DE OPERAÇÃO
Nesta seção o uso das condições práticas determinadas em
Sjöberg e Dec (2005) são usadas para identificar o potencial da
estratificação mássica em aumentar a faixa de operação em HCCI.
Primeiramente alguns parâmetros são identificados como
resultado da mudança de velocidade pistão. Assim, volta-se a analisar
propriedades abordadas por Sjöberg e Dec (2005) para comparar e poder
expandir a discussão. Em suas análises foi determinado como a
98
estratificação térmica no BDC precisa ser alterada em função da rotação,
para uma alta razão de equivalência, 367,0 , e combustion-phasing
constante, CA50=368°, para produzir um RI de 5 2/ mMW . A Figura
4.21 e Figura 4.22 mostram os valores de PRR em função da rotação e a
forma da curva de TW exigida para evitar a detonação. Observa-se que a
espessura térmica necessita ser aumentada rapidamente quando a rotação
cresce de 600 para 1800 rpm. Esse aumento é exigido pois deve-se
diminuir a taxa de elevação de pressão medida em bar/°CA e manter
relativamente constante a taxa de elevação de pressão medida em bar/ms.
Segundo os autores, a razão pela qual o PRR absoluto decai levemente
para RI constante é primeiramente pelo baixo pico de pressão que ocorre
em altas rotações. Outra questão é observada. A partir de 1800 rpm, a taxa
com que se exige o aumento de TW diminui. Como fora discutido nas
seções anteriores, em altas rotações deve-se diminuir o TW pois o tempo
para ocorrer a combustão diminui. Porém a velocidade do pistão aumenta,
aumentando a variação no tempo do volume, o que acarreta uma
diminuição na taxa líquida de produção de calor na combustão. Assim,
como consequência o máximo PRR medido em bar/°CA cai
intensamente. Em compensação, em baixas rotações, o PRR máximo (em
bar/°CA) é bastante alto. Esse fato ocorre devido a combinação de baixa
rotação e alta razão de equivalência. Esses fatores juntos resultam no
desenvolvimento de chama fria onde a pressão dentro da câmara começa
a sentir os efeitos da combustão antes mesmo do TDC.
99
Figura 4.21 - PRR para manter RI em 5 com variação de
rotação. Condições de 367,0 e CA50=368°. Figura adaptada do
mecanismo do iso-octano de LLNL para o mecanismo reduzido de
Xin, Law e Lu (2009).
Figura 4.22 - Espessura térmica requerida para manter RI em 5
com variação de rotação. Condições de 367,0 e
CA50=368°. Figura adaptada do mecanismo do iso -octano de
LLNL para o mecanismo reduzido de Xin, Law e Lu (2009).
2/ mMW
2/ mMW
100
A Figura 4.23 revela como a energia total deve comportar-se para
manter o sistema operando nas condições das Figura 4.21 e Figura 4.22.
Observa-se que a variação de energia requerida decai progressivamente
com aumento da rotação. Isso ocorre porque a pressão máxima e o HHR
diminuem com o aumento da rotação.
Figura 4.23 - Energia necessária para manter o sistema operando
abaixo do RI l imite em condições de 367,0 e CA50=368°.
Como foi citado pela revisão bibliográfica no item 2.1.3,
resultados suficientemente bons foram adquiridos quando diminui-se a
energia do sistema de forma global para cada rotação (a partir do caso
anterior) com propósito de deslocar o CA50 para 372° o que resultou em
menor exigência no controle de TW. Apesar dos resultados serem
bastante bons, o controle da energia para cada rotação do motor em
processos altamente transientes com os quais a maioria dos motores são
exigidos tornam-se impraticáveis.
A seguir analisa-se o comportamento das temperaturas médias
máximas que o sistema pode aceitar usando a conservação da energia
interna e estratificação da massa com intuito de evitar a detonação
operando dentro do regime de troca de calor do motor, isto é, os valores
de TW não são variáveis, mas sim constantes retiradas da equação (3.9).
Um tópico relevante em se lembrar é que o potencial da estratificação
101
mássica é função da temperatura média do sistema, com isto, quanto mais
afastado a temperatura média do sistema estiver da condição energética
inicial, maior será o desvio da massa para zonas extremas do cilindro.
A Figura 4.24 ilustra como a estratificação da massa pode afetar
o CA50 e consequentemente a evolução da pressão dentro do cilindro.
Como já analisado algumas vezes durante o texto a estratificação mássica
tanto positiva quanto negativa alterou as formas das curvas de pressão.
Mas, as Figura 4.24 e Figura 4.25 revelam de forma conclusiva o efeito.
Sobre GNEM a condição base validada, com temperatura da região
central de 398K e TW igual à 20K, que estava muito perto do limite de
detonação, pode ser diminuída com certa intensidade devido ao
deslocamento do CA50 em torno dos 370° . Já os efeitos vistos para
GPEM são contrários o que resulta no caminho oposto.
Figura 4.24 - Mudança na estratificação mássica para gradiente
negativo considerando todas as outras propriedades constantes .
102
Figura 4.25 - Mudança na estratificação mássica para gradiente
positivo considerando todas as outras propriedades constantes .
A discussão abaixo revela os resultados encontrados sobre o
efeito da estratificação mássica em aumentar a faixa de operação dos
motores HCCI. Naturalmente, segundo Heywood (1988, p. 702-703) é
inerente ao aumento de rotação, a diminuição da capacidade de troca de
calor do motor. Desta forma, com o aumento da rotação, a temperatura
média de um motor tende a se elevar. Partindo deste argumento, as
temperaturas médias do cilindro foram conduzidas a um aumento que
representa o potencial ou o limite superior de temperatura média que os
sistema pode suportar antes da detonação para determinada rotação. Para
conduzir até o limite das temperaturas suportáveis o GNEM deve ser
usado pois ele representa a maior possibilidade de atraso do CA50. Além
disso, foi determinado nessa análise que a espessura térmica respeitasse a
condição da equação (3.9). Além do fato da temperatura sofrer um
aumento responsável pelas condições de troca térmica, a temperatura
média do sistema deve ser aumentada com o aumento da rotação pois as
reações devem também ser aceleradas afim de se evitar a falha de ignição.
O resultado desta análise é mostrado na Figura 4.26 para 367,0 e
42,0 .
103
Figura 4.26 - Temperaturas Máximas Limites vs. rotação para
367,0 e 42,0 .
Observando o gráfico nota-se então um amortecimento na taxa
com que a temperatura média é suportada antes da detonação para
aumento da rotação. Esse resultado mostra o quão impactante TW é sobre
a combustão em HCCI. A medida que a velocidade do motor aumenta,
TW diminui, tornando o sistema "mais homogêneo". Essa diminuição de
TW influencia diretamente o potencial de Tm , pois mesmo que o sistema
possa ainda aumentar sua estratificação mássica através do aumento de
Tm , seu potencial em suportar um crescente aumento da temperatura
média passa a ser cada vez mais contido pela influencia da espessura
térmica. O gráfico mostra também o comportamento do aumento da razão
de equivalência. Nela é vista que se sobressai a diferença em baixas
rotações, porém com o aumento a diminuição torna-se cada vez menor.
A Figura 4.27 e 4.28 complementam a discussão mostrando o processo
de limitação da estratificação em função das temperaturas médias limites vista na Figura 4.26. Para operar no limite suportável e retirar a maior
carga possível do motor a temperatura média precisa ser aumentada.
Porém, ela entra no antagonismo de não poder ser alta o suficiente pois é
obrigada a atrasar o ponto do CA50 para cada avanço de rotação, sendo
além disso, restringida pela contínua diminuição da espessura térmica.
104
Ainda, o deslocamento de Tm faz com que a capacidade de estratificação
seja diminuída causando a atenuação. Assim, conclui-se que TW ainda é
o principal degrau que impede uma liberdade de operação para motores
HCCI.
Figura 4.27 - CA50 vs. rotação. Deslocamento do CA50 com
aumento da temperatura média do sistema e rotação .
Figura 4.28 - Estratificação mássica vs . temperaturas médias
limites. Ponto acima do eixo zero horizontal represe nta GP e
abaixo GN.
105
A discussão acima foi realizada para o aumento de rotação a
partir da demarcação de 1200 rpm corresponde a temperatura média de
371,27K. Além do efeito do aumento de rotação o efeito da redução da
rotação cria algumas outras questões que são mencionadas através da
Figura 4.26. Quando a velocidade do motor é diminuída abaixo dos 1150
rpm não é mais possível usar o GNEM pois Tm torna-se muito baixo não
resultando mais na conservação da energia. Assim, utilizou-se o GPEM
mínimo para determinar a maior temperatura média possível antes da
detonação. Nessa outra fase do gráfico nota-se um aumento na
intensidade de queda de Tm com a diminuição da rotação, indicando que
o sistema necessita segurar com veemência a velocidade das reações.
Essa queda é bastante acentuada e é explicada pela característica de
funcionamento em baixas rotações. A reação em baixa rotações sofre
grande influência da cinética química de baixa temperatura pois existe
tempo suficiente para elas acontecerem em baixas velocidades. Dessa
forma, há a formação de radicais livres precocemente antes do TDC
levando a auto ignição mais cedo do combustível, mesmo tendo TW
aumentado pela condição de rotação. Isto ainda é responsável pela
diferença de temperaturas entre 367,0 e 42,0 para baixas
rotações. É notado porém, que com aumento da rotação essa diferença cai
de forma intensa. Além desses fatores que caminham contra, a
necessidade de redução da temperatura faz com que o Tm exigido caia e a
partir disso o GPEM começa a sofrer a inversão devida a alta
estratificação mássica que as baixas temperaturas resultam como fora
visto na seção 4.3. Dessa forma, em 1100 rpm foi determinada como a
mínima rotação possível para essa condição de energia para 367,0 e
1200 rpm para 42,0 .
A Figura 4.29 exibe o resultado da discussão do parágrafo
anterior. A temperatura limite para 1200 rpm é inferior a temperatura
suportada por 3600 rpm. Porém, nota-se a grande diferença entre as
curvas de pressão. Sendo que para o primeiro caso um maior pico de
pressão é atingido devido a alta taxa de liberação de calor permitida pela
baixa rotação.
106
Figura 4.29 - Pressão vs. ângulo do virabrequim. Comparação entre
o deslocamento da curva de pressão devido a velocidade das
reações.
A conclusão acima é retirada com base nas duas Figuras, Figura
4.30 e Figura 4.31, que mostram o HRR líquido da combustão. Operando
em baixa velocidade de rotação, mesmo com uma espessura térmica
relativamente grande, tem-se a taxa de calor liberado bastante íngreme,
resultando em um CA50 mais próximo ao TDC. Além disso, nota-se
como a combustão sucessiva das zonas tem o efeito de comprimir as
outras, aumentando ainda mais a taxa de reação das zonas adjacentes. O
contrário é visto para alta rotação, visto que, a alta expansão dos volumes
torna o espaçamento entre combustões maior e reduz o aumento líquido
de calor no sistema, resultando principalmente no CA50 mais distante do
TDC.
107
Figura 4.30 - HRR vs. ângulo do virabrequim. Utilização de GNEM
com Tm=371,27K TW=20K e rotação de 1200 rpm para 42,0 .
Figura 4.31 - HRR vs. ângulo do virabrequim. Utilização de
GNEM com Tm=397,19 K, TW=16 K e rotação de 3600 rpm para
42,0 .
108
A capacidade de admitir altas temperaturas é reduzida com o
aumento da rotação devido a necessidade de deslocamento do CA50. Essa
tendência expõe um outro resultado que leva ainda a elevar a dificuldade
de controle da combustão. Como um alto CA50 está sendo usado para
diminuir o risco de detonação um leve atraso na ignição das zonas do
sistema pode conduzir a um ângulo do virabrequim onde o HRR não
resulte em aumento líquido de calor no sistema. Este fato pode ser
observado na Figura 4.32 onde a alteração de 1,5 K não resultou em falha
de ignição, porém deslocou a combustão à um ponto onde não exerceu
influência sobre a pressão do sistema.
Figura 4.32 - Pressão vs. ângulo do virabrequim para 3600 rpm.
Comparação entre uma diferença 1,5 K na temperatura sob altas
rotações.
4.5 ADIÇÃO DE GASES DE RECIRCULAÇÃO
Na seção 2 foram determinadas algumas características e
processos utilizados para o uso de EGR presente na mistura ar
combustível com intuito de se controlar o momento do início da
combustão e sua evolução durante o processo. É interesse deste trabalho
caracterizar o modelo numérico como se fosse de EGR externo, ou frio,
sendo que este foi o que apresentou melhores resultados segundo Shi
(2009). Assim, o EGR encontra-se na temperatura de admissão dos gases
que irão reagir na câmara.
109
O efeito do EGR sobre HCCI vem sendo estudado desde as
primeiras análises deste processo de combustão. De forma quase idêntica
ao que foi proposto nas seções anteriores, em que a estratificação térmica
possui duas direções livres para controle da combustão, podendo atuar na
determinação do início da combustão e na sua duração total, o EGR
também age nas duas direções, porém não se pode isolá-las. Sua principal
propriedade é de atrasar ignição devido ao alto calor específico dos gases
que o compõe. A Figura 4.33 revela isto, onde de forma sistemática as
ignições das zonas vão sendo atrasadas para EGR=0 até EGR=0,3 onde
já se nota um limite para seu uso (as condições para ilustração usadas são
de GPEM com temperatura central de 408 K e TW de 50 K). A grande
vantagem do uso de EGR é que este possui um comportamento bastante
seguro quanto a garantia de seu efeito.
Figura 4.33 - Efeito da adição de EGR sobre a pressão. Condições
de GPEM com temperatura central de 408 K, TW=50 K e
367,0
A seguir é feita uma pequena análise complementar ao uso do
EGR com estratificação energética. Em um suposto caso do motor
operando à 1200 rpm com TW igual à 20 K em que a temperatura da
região central se encontra 403,5 K, a adição progressiva de gases de
recirculação possui o efeito global sobre a combustão de diminuir a
temperatura do sistema exibida na Figura 4.34 onde se observa a
consequencia dessa inferência. O RI que inicialmente estava 17 MW/m2
110
decai até o limite máximo determinado a este motor. E como principal
fundamento disto, o resfriamento progressivo foi o que conduziu ao CA50
ser deslocado para pontos da expansão do motor onde o calor líquido
liberado pela combustão sofre uma diminuição.
Figura 4.34 - Temperatura máxima vs. EGR. Motor operando com
aumento progressivo da fração de EGR à 1200 rpm com TW=20 K
e temperatura da zona central de 403,5 K.
Figura 4.35 - RI e CA50 vs. EGR. Motor operando com aumento
progressivo da fração de EGR à 1200 rpm com TW=20 K e
temperatura da zona central de 403,5 K.
111
A Figura 4.36 serve como comparação com os resultados obtidos
na Figura 4.26. Utilizando uma fração de 0,2 de EGR o efeito deste se
torna bastante nítido. A capacidade do sistema em admitir o aumento de
temperatura torna -se mais elevado, além do fato de possibilitar um
aumento na faixa de rotação para alta razão de equivalência em rotações
mais baixas.
Figura 4.36 - Temperaturas Máximas Limites vs. rotação para
367,0 , 42,0 e fração de EGR igual à 0,2.
112
5 CONCLUSÕES FINAIS E PROPOSTAS DE TRABALHOS
FUTUROS
O trabalho teve como principal objetivo avaliar os efeitos sobre
a combustão em HCCI com uso de iso-octano sob altas cargas através do
controle espacial da distribuição de energia. Para isso, foi imposto
gradientes de temperaturas como variável independente para o sistema
reativo do motor e assim determinar distribuições de massa como variável
dependente com o intuito de se manter a energia constante do sistema. A
partir dos resultados apresentados ao longo do texto as conclusões seguem
abaixo.
5.1 CONCLUSÕES FINAIS
Os resultados observados através da metodologia criada foram
comparados com os da literatura quando possível. A principal diferença
metodológica foi o aspecto de variação da energia do sistema. As análises
feitas por este texto tinham como aspecto principal a discussão da
possibilidade da operação de um motor de forma independente a controles
externos, o que os próprios autores dos artigos base, Sjöberg, Dec e
Cernansky (2005) e Sjöberg e Dec (2005), citam como uma
impossibilidade de seus modelos. Dessa forma, os principais resultados
encontrados foram,
1. O controle da localização espacial da massa do sistema possui o
efeito do controle das fases da combustão, tanto quanto da
ignição térmica quanto o CA50, porém, não tendo o mesmo
desempenho que um controle sobre a temperatura de admissão
do gás no sistema;
2. A configuração espacial de GNEM é a configuração que
proporciona a redução efetiva do PRR;
3. Através de um domínio total sobre as espessuras térmicas da
câmara de combustão existiria a possibilidade de controlar
facilmente a combustão em HCCI. Porém, isto não é possível
devido a dinâmica de troca de calor do motor que restringe a
variação da espessura térmica a uma faixa bastante estreita de
temperatura em relação a mudança de rotação. Essa
característica parece ser bastante limitadora em relação ao
aumento das faixas de operação dos HCCI, já que a cinética
113
química do combustível exige uma variação térmica maior para
o PRR não ultrapassar seu limite.
4. A pequena variação da espessura térmica com a rotação resulta
que o desvio padrão para estratificação enérgica não resulta em
resultados que modifiquem de forma intensa o controle da taxa
com que a pressão aumenta;
5. O sistema, em resumo, fica dependente da condição de
temperatura média das zonas para que a cinética química ocorra
de forma sincronizada com a rotação desejada, tanto para
diminuir a taxa de reação para rotações baixas, quanto para
aumentar as taxas de reação para altas rotações;
6. Mesmo que a combustão dependa da espessura térmica a
temperatura média das zonas exerce grande influencia, pois as
variações volumétricas das zonas não são independentes.
7. A evolução do perfil de temperatura do sistema para o
progressivo aumento da rotação dentro do limite de RI
apresenta a necessidade que este se configure de forma
amortecida , o que não é uma característica para aumento de
carga em motores;
8. A operação de um motor HCCI sugere que se altas cargas forem
desejadas, o motor deve manter mT próximo a temperatura da
energia T a fim de manter certa intensidade e liberdade para
variações de carga sobre altas carga. Caso contrário, o sistema
quando opera com mT muito distante de T mostra que
pequenas variações na configuração do sistema podem levar a
falha de operação, tanto no aumento do PRR quanto manutenção
da cinética química para rotação elevada;
9. A utilização de gases de recirculação apresenta um aumento da
eficiência do sistema no controle do PRR, pois é capaz de fazer
o sistema operar em níveis de temperaturas superiores, além de
permitir que se aumente a faixa de operação para baixas,
rotações onde é necessário a retirada de energia.
5.2 PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS
Além dessas conclusões surgem algumas dúvidas que podem ser
investigadas de forma a completar esse estudo. Assim é sugerido estudos
114
bastante direcionados de acordo com dúvidas que surgiram com a
realização do trabalho no controle do PRR.
1. Determinação de tempos característicos para um determinado
tipo de motor e tempo característico da cinética química. O
tempo da cinética química é bastante pesquisado pela literatura.
Porém, a determinação do tempo característico das expansões
volumétricas do motor com intuito de se construir um modelo
numérico para sincronização desses tempos (para uma
determinada cinética e determinado tipo de motor) e que o
resultado fosse o controle da taxa de liberação de calor líquida;
2. Determinação de um combustível virtual que se adaptasse a
necessidade de liberação de calor líquida do motor em HCCI. A
cinética química deste poderia servir como base para adaptar
misturas entre combustíveis reais afim de variar o RON para cada
rotação.
115
REFERÊNCIAS
ACEVES, S., et al. A multi-zone model for prediction of HCCI
combustion and emissions. SAE Paper 2000-01-0327, 2000.
ACEVES, S., et al. A sequencial fluid-mechanic chemical-kinetic model
of propane HCCI combustion. SAE Paper 2001-01-1027, 2001.
BHAGATWALA, A; CHEN, J. H.; LU, T. Direct numerical simulations
of HCCI/SACI with ethanol. Combustion And Flame, [s.l.], v. 161, n.
7, p.1826-1841, jul. 2014.
BRADLEY, D., et al. Amplified pressure waves during autoignition:
relevance to CAI engines. SAE Paper 2002-01-2868, 2002.
CANCINO, L.R., et al. Autoignition of gasoline surrogate mixtures at
intermediate temperatures and high pressures: Experimental and
numerical approaches. Proceedings Of The Combustion
Institute, [s.l.], v. 32, n. 1, p.501-508, 2009.
CANCINO, L.R., et al. Ignition delay times of ethanol-containing multi-
component gasoline surrogates: Shock-tube experiments and detailed
modeling. Fuel, [s.l.], v. 90, n. 3, p.1238-1244, mar. 2011.
CHEMKIN-PRO, Reaction Design: Theory. San Diego, USA, p. 150-
155, 2008.
CURRAN, H. A comprehensive modeling study of iso-octane
oxidation. Combustion And Flame, [s.l.], v. 129, n. 3, p.253-280, maio
2002.
DAVIES, V. A. Autoignition study of ethanol and heptane in a rapid
compression machine. Master of Science Thesis, University of Akron,
OH, USA, 2015.
DAVIDSON, D.F.; GAUTHIER, B.M.; HANSON, R.K. Shock tube
ignition measurements of iso-octane/air and toluene/air at high
pressures. Proceedings Of The Combustion Institute, [s.l.], v. 30, n. 1,
p.1175-1182, jan. 2005.
116
DEC, J. E. Advanced compression-ignition engines—understanding the
in-cylinder processes. Proceedings Of The Combustion Institute, [s.l.],
v. 32, n. 2, p. 2727-2742, 2009.
ENG, A. Characterization of pressure waves in HCCI combustion. SAE
Paper 2002-01-2859, 2002.
GAUTHIER, B.M.; DAVIDSON, D.F.; HANSON, R.K. Shock tube
determination of ignition delay times in full-blend and surrogate fuel
mixtures. Combustion And Flame, [s.l.], v. 139, n. 4, p.300-311, dez.
2004.
HE, X. et al. An experimental and modeling study of iso-octane ignition
delay times under homogeneous charge compression ignition
conditions. Combustion And Flame, [s.l.], v. 142, n. 3, p.266-275, ago.
2005.
Heywood, B. Internal Combustion Engine Fundamentals. New York:
McGraw-Hill, 1988, p. 472, p. 678 - 680, p. 702-703.
KOMNINOS, N.P. The effect of thermal stratification on HCCI
combustion: A numerical investigation. Applied Energy, [s.l.], v. 139,
p.291-302, fev. 2015.
LÜ, X.; CHEN, W.; HUANG, Z. A fundamental study on the control of
the HCCI combustion and emissions by fuel design concept combined
with controllable EGR. Part 1. The basic characteristics of HCCI
combustion. Fuel, [s.l.], v. 84, n. 9, p.1074-1083, jun. 2005.
LÜ, X.; CHEN, W.; HUANG, Z. A fundamental study on the control of
the HCCI combustion and emissions by fuel design concept combined
with controllable EGR. Part 2. Effect of operating conditions and EGR on
HCCI combustion. Fuel, [s.l.], v. 84, n. 9, p.1084-1092, jun. 2005.
MEHL, M. et al. Kinetic modeling of gasoline surrogate components and
mixtures under engine conditions. Proceedings Of The Combustion
Institute, [s.l.], v. 33, n. 1, p.193-200, 2011.
117
NG KIAT, H; CHARALAMBIDES, A. Advances in Internal
Combustion Engines and Fuel Technologies: Homogenous Charge
Compression Ignition (HCCI) engines. Intech, cap. 4, 2013.
SCHRAMM, A. Effects of negative valve overlap on HCCI
combustion and its use in the control of HCCI combustion timing.
2014. 127 f. Dissertação (Mestrado) - Curso de Mechanical Engineering,
University Of Alberta, Alberta, Canadá, 2014, p. 6-8.
SHI, L. et al. Study of low emission homogeneous charge compression
ignition (HCCI) engine using combined internal and external exhaust gas
recirculation (EGR). Energy, [s.l.], v. 31, n. 14, p.2665-2676, nov. 2006.
SJÖBERG, M., DEC, J., BABAJIMOPOULOS, A. Comparing enhanced
natural thermal stratification against retarded combustion phasing for
smoothing of HCCI heat-release rates. SAE Paper 2004-01-2994, 2004.
SJÖBERG, M., DEC, J., CERNANSKY, N. Potencial of thermal
stratification and combustion retard for reducing pressure-rise rates in
HCCI engines: based on multi-zone modeling and experiments. SAE
Paper 2005-01-0113, 2005.
SJÖBERG; M., DEC, J. Effects of engine speed, fueling rate, and
combustion phasing on the thermal stratification required to limit HCCI
knocking intensity. SAE Paper 2005-01-2125, 2005.
TANAKA, S. Two-stage ignition in HCCI combustion and HCCI control
by fuels and additives. Combustion And Flame, [s.l.], v. 132, n. 1-2,
p.219-239, jan. 2003.
TRUFFIN, K., COLIN, O. Auto-ignition model based on tabulated
detailed kinetics and presumed temperature PDF – Application to internal
combustion engine controlled by thermal stratifications. International
Journal Of Heat And Mass Transfer, [s.l.], v. 54, n. 23-24, p.4885-4894, nov. 2011.
118
VANDERSICKEL, A. et al. The autoignition of practical fuels at HCCI
conditions: High-pressure shock tube experiments and phenomenological
modeling. Fuel, [s.l.], v. 93, p.492-501, mar. 2012.
YAO, M., ZHENG, Z., LIU, H. Progress and recent trends in
homogeneous charge compression ignition (HCCI) engines. Progress In
Energy And Combustion Science, [s.l.], v. 35, n. 5, p.398-437, out.
2009.
YOO, C. et al. A DNS study of ignition characteristics of a lean iso-
octane/air mixture under HCCI and SACI conditions. Proceedings Of
The Combustion Institute, [s.l.], v. 34, n. 2, p. 2985-2993, jan. 2013.
WALTON, S. et al. An experimental investigation of iso-octane ignition
phenomena. Combustion And Flame, [s.l.], v. 150, n. 3, p.246-262, ago.
2007.
WIJNGAARDEN B. Numerical study of HCCI combustion of PRF
mixtures compared with PCCI experiments. Berlin: Technical
Universities of Berlin (TUB), Technical Universities Eindhoven, 2008, p.
14, p. 32-36.
WOSCHNI, G. "A Universally Applicable Equation for the Instantaneous
Heat Transfer Coefficient in the Internal Combustion Engine," SAE
Technical Paper 670931, 1967, page 3065 - 3083.
XIN, Y; LAW, C; LU, T. A reduced mechanism of iso-octane oxidation.
Paper No.23F5, 6th US National Combustion Meeting, Ann Arbor, MI,
USA, March 17-20, 2009.
ZHENG, M., READER, G.T., HAWLEY, J.G. Diesel engine exhaust gas
recirculation: a review on advanced and novel concepts. Energy
Conversion and Management, [s.l.], v. 45, n. 6, p.883-900, abr. 2004.